Apuntes Tecnologia Mecanica

Capitulo 1 - Introducción 1 de 9

1. MECANIZADO CON ARRANQUE DE VIRUTA 1.1 INTRODUCCION El corte o remoción de material se llama maquinado mecanización o proceso de maquinado en la manufactura. "Maquinado" es el proceso en el cual se cambian el tamaño, forma o acabado de un material para tener un producto industrial para el consumidor. La remoción de material se efectúa a mano o con máquinas, con el uso de unos cuantos movimientos básicos de corte. En los procesos de maquinado se utilizan movimientos básicos de corte para producir superficies planas, cilíndricas, angulares e irregulares. 1.2 MOVIMIENTOS DE LAS MAQUINAS HERRAMIENTAS El principio usado en todas las máquinas herramientas es el de generar la superficie requerida suministrando los movimientos relativos apropiados entre la herramienta y la pieza. El filo o filos cortantes de la herramienta remueven una capa del material de la pieza; este material removido se llama viruta. Las superficies más fáciles de generar son las superficies planas y las superficies cilíndricas externas o internas. Por ejemplo, si una herramienta es accionada alternativamente de atrás a adelante en línea recta y una pieza puesta bajo la herramienta se hace avanzar en una dirección normal a la del movimiento de la herramienta, se generará una superficie plana en la pieza Igualmente, la superficie cilíndrica puede generarse por relación de la pieza y el avance de la herramienta paralelo al eje de rotación de la pieza, En general, una máquina herramienta para metales debe proporcionar dos clases de movimientos relativos: el movimiento principal y el movimiento de avance, definidos así • El movimiento principal es el proporcionado manualmente por la máquina para dar

movimiento relativo entre la herramienta y la pieza de tal manera que la cara de la herramienta alcance el material de la pieza. Usualmente, el movimiento principal absorbe la mayor parte de la potencia total necesaria para realizar la operación de mecanizado

• El movimiento de avance es el que puede ser proporcionado por la máquina

herramienta a la pieza o a la herramienta y que sumado al movimiento principal, conduce a una remoción continua o discontinua de viruta y a la creación de una superficie mecanizada con las características geométricas deseadas. Este movimiento puede ser continuo o escalonado; en ambos casos absorbe generalmente una proporción de la potencia requerida para realizar una operación de mecanizado. El avance, por tanto, es la distancia que avanza el material hacia el área de corte por ciclo de máquina. El avance se expresa en muchas formas según el tipo de máquina. En los cepillos el avance es una unidad por carrera de la herramienta, mientras que en el torno se expresa como una unidad por revolución (vuelta). Los valores descritos pueden medirse en milésimas de pulgada o en milímetros

Además se puede definir : • La velocidad de corte es la velocidad del movimiento de corte, expresada en metros

por minuto. La velocidad de corte es la velocidad relativa entre la pieza de trabajo y


la herramienta de corte. Según el proceso de maquinado que se utilice, la velocidad de corte puede ser de movimiento reciprocante (alternado), continuo en línea recta o rotatorio de la herramienta, la pieza de trabajo o ambas.

donde:

• Vc = velocidad de corte pude ser de la pieza o de la herramienta • d = diámetro de la pieza o de la herramienta se mide en mm • n = numero de revoluciones por minuto de la pieza o de la herramienta

• La profundidad de corte es la distancia que penetra la herramienta de corte en la

pieza de trabajo y se expresa en milímetros. La profundidad de corte es una dimensión lineal en la operación de maquinado.

Ha continuación se desarrolla las principales máquinas, sus movimientos principales y algunos ejemplos de operación Torno paralelo

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡⋅⋅

=minm

1000ndVc π


Torneado Operación de cilindrado

Torneado operación de cilindrado (a) y refrenteado (b)

Torneado operación de torneado interior


Torneado operación de roscado

Torneado operación de tronzado


Operación de cepillado

Operación de limado en limadora


Fresado cilíndrico en una fresadora horizontal

Agujereado en una máquina Agujereadora


Fresado frontal en una fresadora vertical

Algunas operaciones de fresado • a) Fresado de forma • b) Ranurado • c) Fresado compuesto • d) Fresado angular


Rectificadora de interiores

Rectificadora cilíndrica


Rectificado plano en una rectificadora de husillo horizontal

Capitulo 2 - Virutado 1 de 29

2. TEORIA DEL VIRUTAMIENTO 2.1 INTRODUCCIÓN Un proceso de corte es una interacción controlada entre la pieza de trabajo, la herramienta y la máquina. Dicha interacción está influida por las condiciones seleccionadas de corte (velocidad de corte, avance y profundidad de corte), por los fluidos de corte, por la sujeción de la herramienta y de la pieza y por la rigidez de la máquina. La figura 2.1 ilustra esta interacción. La sujeción o fijación de la herramienta y de la pieza

No se analiza aquí, pues se presume que la máquina poseerá la rigidez y la potencia necesaria para llevar a cabo el proceso. Los factores básicos en la formación de la viruta son: la herramienta (material y geometría), el material de trabajo (material, geometría, rigidez) y las condiciones de corte. Estos factores están señalados con un asterisco en la figura 2.1.

Fig 2.1


2.2 TERMINOS Y DEFINICIONES

Todas las operaciones de corte de metales pueden ser asemejadas al proceso ilustrado en la fig. 2.2, en donde la herramienta posee forma de cuña, tiene un filo recto, y su


movimiento está restringido con respecto a la pieza de tal manera que una capa de material es removida en forma de viruta. La figura 2.2(b) ilustra el caso general de corte conocido como corte oblicuo. Un caso especial de corte, en el cual el filo de la herramienta es perpendicular a la dirección del movimiento relativo entre la pieza y la herramienta fig. 2.2 (a), es conocido como corte ortogonal. Como el corte ortogonal representa un problema bidimensional en lugar de uno tridimensional, es un modelo apropiado para investigaciones en las cuales es deseable eliminar tantas variables como sea posible. Por esto, la disposición simple del modelo de corte ortogonal es ampliamente usada en trabajos teóricos y experimentales. La herramienta de corte en forma de cuña, consiste básicamente en dos superficies que se interceptan para formar el filo (fig. 2.3). La superficie sobre la cual fluye la viruta, se conoce como la superficie de desprendimiento, o más simplemente como la cara, y la superficie apoyada posteriormente (idealmente en el filo) para dejar libre la superficie generada en la pieza es conocida como flanco (superficie de incidencia). Así, pues, durante el corte existe un espacio libre en forma de cuña entre el flanco de la herramienta y la superficie generada en la pieza. La profundidad de cada capa de material removida por la herramienta es conocida como el espesor de la viruta no deformada (fig. 2.3), y aunque esta dimensión varía a menudo en las operaciones prácticas de corte en la medida en que el corte progresa, para simplicidad en el trabajo de investigación, se supone constante. Una de las variables más importantes en el corte de metales es la pendiente de la cara de la herramienta, y esta pendiente o ángulo se especifica en el corte ortogonal por el ángulo existente entre la cara de la herramienta y una línea perpendicular a la nueva superficie de trabajo o de la pieza. (fig. 2.3). Este ángulo es conocido como el ángulo de desprendimiento o, de acuerdo con la nueva terminología de la ISO, el ángulo de inclinación normal efectiva (ángulo de desprendimiento efectivo), la fig. 2.3 ilustra como se define el signo del ángulo. El flanco de la herramienta no desempeña papel alguno en el proceso de remoción de la viruta; desde luego, el ángulo existente entre el flanco y la superficie generada en la pieza puede afectar el desgaste de la herramienta por unidad de tiempo y se denomina ángulo de incidencia o más exactamente ángulo normal efectivo. De la figura 2.3 se puede concluir que la suma de los ángulos de inclinación normal (incidencia) , de holgura y del filo es igual a Π/2, en donde el ángulo del filo es el ángulo existente entre la cara y el flanco . 2.3 FORMACION DE LA VIRUTA El tipo de viruta producida durante el corte de metales depende del material que se está mecanizando y de las condiciones de corte utilizadas. Una de las técnicas más útiles para el estudio de la formación de la viruta es el dispositivo de parada rápida. Con este dispositivo es posible "congelar" o parar súbitamente la acción de corte y permitir el subsecuente examen microscópico del proceso de remoción de la viruta. En la fig. 2.4 se describe un dispositivo típico deparada rápida, diseñado para usar en máquina limadora. En él, la pieza se sujeta mediante una prensa que puede deslizar -libremente en el bloque de guía. Durante el corte la prensa es restringida por el anillo de sujeción el cual se mantiene en posición por los pasadores fusibles (fusibles mecánicos que fallan por


cizalladura) que pasan a través del bloque de guía y del anillo dé sujeción. Los pasadores fusibles son diseñados para soportar la fuerza requerida para remover la viruta. Cuando el corte está parcialmente completo, una lengüeta de portaherramientas entra en contacto con la prensa, cizalla los pasadores y empuja la prensa y el anillo de sujeción hacia adelante. Esta acción de la lengüeta suspende el corte porque la pieza se acelera rápidamente hasta alcanzar la velocidad de la herramienta. Con dispositivos diseñados cuidadosamente el tiempo efectivo de suspensión del corte es extremadamente pequeño. Por ejemplo, en el dispostivo mencionado el

tiempo de suspensión del corte fue estimado en 0.00017 s para una velocidad de corte de 0.8 m/s. En las figuras 2.5 a 2.7 se ilustran ejemplos de muestras obtenidas con el dispositivo de parada rápida. Las muestras enseñadas en dichas figuras fueron escogidas porque ilustran los tres tipos básicos de formación de virutas que se encuentran en la práctica: la viruta continua, la viruta continua con recrecimiento del filo, y la viruta discontinua. En cada caso la velocidad de corte fue de 0.8 m/s, lo que implica que durante la retardación del corte la herramienta recorrió con respecto a la muestra una distancia igual a 0.07 mm, lo cual, en la fig. 2.5, es equivalente aproximadamente a un décimo del espesor de la viruta no deformada. Los cálculos anteriores indican que las muestras obtenidas mediante esta técnica son representativas del mecanismo de formación de la viruta durante el corte.


2.3.1 VIRUTA CONTINUA

La figura 2.5 muestra la formación de una viruta continua. Este tipo de viruta es común cuando se mecanizan la mayoría de los materiales dúctiles, tales como hierro forjado, acero suave, cobre y aluminio. Puede decirse que el corte bajo estas condiciones es un proceso estable. Por esta razón la mayor parte de la investigación acerca del corte de metales ha estado relacionada con la producción de viruta continua. Básicamente esta operación consiste en el cizallamiento del material de trabajo y en el deslizamiento de la viruta sobre la cara de la herramienta de corte. La formación de la viruta tiene lugar en la zona que se extiende desde el filo de la herramienta hasta la unión entre las superficies de la pieza esta zona se conoce como la zona de deformación primaria (fig. 2.5). Para deformar el material de esta manera, las fuerzas que se trasmiten a la viruta en la interfaces existente entre ella y la cara de la herramienta, son suficientes para deformar las capas inferiores de la viruta a medida que ella se desliza sobre la cara de la herramienta (zona de deformación secundaría). 2.3.2 VIRUTA CONTINUA CON RECRECIMIENTO DEL FILO Bajo ciertas condiciones, la fricción entre la viruta y la herramienta es suficientemente grande para que la viruta se suelde a la cara de la herramienta. La presencia de este material soldado aumenta aún más la fricción, y este aumento induce el auto soldado de una mayor cantidad de material de la viruta. El material apilado resultante es conocido como filo recrecido (fig. 2.6). A menudo el filo recrecido continúa aumentando hasta que se aparte a causa de su inestabilidad.


Los pedazos son entonces arrastrados por la viruta y por la superficie generada en la pieza. La figura 2.6 muestra una superficie rugosa obtenida en estas condiciones. El estudio del recrecimiento del filo en el corte de metales es de suma importancia porque este fenómeno es uno de los principales factores que afectan el acabado superficial y puede tener una influencia considerable en el desgaste de las herramientas. Estos efectos serán discutidos posteriormente. 2.3.3 VIRUTA DISCONTINUA O QUEBRADA Durante la formación de la viruta el material es sometido a grandes deformaciones y, si es frágil, se fracturará en la zona de deformación primaria cuando la formación de la viruta es incipiente. Bajo estas condiciones la viruta se segmenta (fig. 2.7), y esta condición se conoce como formación de la viruta discontinua. Se producen virutas discontinuas siempre que se mecanicen materiales tales como hierro fundido o bronce fundido, pero también pueden producirse cuando se mecanizan materiales dúctiles a muy baja velocidad y avances grandes A continuación se tiene macrografias de estos tipos clásicos de viruta.


Fig 2.8


Fig 2.9


Fig 2.10


Fig 2.11 Deformación del metal bajo el filo transversal de una broca helicoidal


Fig. 2.12. La influencia de la profundidad de corte, avance y velocidad de corte en la formación de la viruta al mecanizar acero Ck 45 con insertos de cerámica tipo SN 60 (el chaflán 0.3 mm X 30 ', radio de la punta 1.6)

Capitulo 2 .Esfuerzo de corte 12 de 29

2.4 RESISTENCIA MEDÍA APARENTE A LA CIZALLADURA DEL MATERIAL DE LA PIEZA La figura 2.13 muestra un modelo idealizado de la formación de viruta continua empleado en la mayor parte del trabajo previo realizado sobre la mecánica del proceso de corte. Dos de los primeros investigadores que emplearon este modelo fueron Ernst y Merchant, quienes sugirieron que la zona de cizalladura, o zona de deformación primaria, podría representarse razonablemente por un plano llamado el plano de cizalladura El ángulo de inclinación del plano de cizalladura con respecto a la dirección de corte, se denomina ángulo de cizalladura φ. y se determina como aparece en las Ecs. 2.3 a 2.5.

FIG. 2.13 Modelo de formación de viruta continua. Donde Fr = fuerza resultante sobre la herramienta Fc= fuerza de corte Ft,= fuerza de empuje Fs= fuerza de cizalladura, que actúa sobre el plano de cizalladura φ = ángulo de cizalladura γne = ángulo de inclinación normal efectivo (ángulo de desprendimiento efectivo) ac = espesor de la viruta no deformada ao = espesor de la viruta Ac = sección de la viruta sin cortar


ls, = longitud del plano de cizalladura. rc = módulo de corte (dada por ac/ao) De la figura 2.13 la longitud del plano de cizalladura ésta dada por:

Por lo tanto

Y después de algunas manipulaciones algebraicas

La razón ac/ao es conocida como el módulo de corte de corte y se denota por rc, Luego

En trabajo experimental, el ángulo de inclinación normal efectivo y el espesor de la viruta no deformada se conocen, y el espesor de la viruta puede determinarse bien sea directamente usando un micrómetro de extremos redondos o a partir del peso de un pedazo de viruta de longitud conocida en la forma siguiente:

en donde: mc = masa de la muestra de viruta 1c = longitud del espécimen de viruta aw = ancho de la viruta ρ = densidad del material de la pieza

(2.3) )cos(sen ne

aoaclsγφφ −

==

sen)cos( φγφ =− neaoac

(2.4) sen1

cos

neaoac

neaoac

tanγ

γφ

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

=

(2.5) sen1

cosnerc

nerctanγ

γφ⋅−

⋅=

(2.6) ρ⋅⋅

=awlcmcao


Si la fuerza resultante sobre la herramienta se proyecta sobre una dirección paralela al plano de cizalladura, se obtiene la fuerza (Fs), requerida para cizallar el material de la pieza y formar la viruta. Como se Muestra en la fig. 2.13, esta fuerza puede expresarse en términos de las componentes de corte (Fc) y de empuje (Ft) de fuerza resultante sobre la herramienta

El área de cizalladura esta dada por:

y así la resistencia aparente a la cizalladura del material τs, en el plano de cizalladura es:

Trabajos experimentales han demostrado que τs calculado en esta forma, permanece constante para un material de trabajo dado sobre una amplia variedad de condiciones de corte. Se ha observado, desde luego, que para avances pequeños τs, aumenta con una disminución del avance (o espesor de la viruta no deformada). Esta excepción en el carácter constante de τs, puede explicarse por la existencia de una fuerza de penetración Fp constante. Si Fp se resta de la fuerza de corte resultante Fr entonces se obtiene Fr' la fuerza requerida para remover la viruta y que actúa sobre la cara de la herramienta (ver fig. 2.11)

Se ha demostrado que si se utilizan las componentes de Fr', para calcular la Resistencia aparente a la cizalladura del material de trabajo. esta resistencia permanece constante con respecto a cambios en el avance. Así,

( ) ( ) (2.7) sencos φφ ⋅−⋅= FtFcFs

(2.8) senφ

AcAs =

( ) ( )[ ] (2.9) sensencosAcFtFc

AsFss φφφτ ⋅⋅−⋅

==

(2.10) ' FpFrFr −=

( ) ( )[ ] (2.11) sensen'cos''Ac

FtFcs φφφτ ⋅−=


en donde: • Fc’ = componente de corte Fr’ • Ft’= componente de empuje de Fr’ • τs’= propiedad constante del material de trabajo Estudios sobre la deformación de metales, para deformaciones unitarias elevadas por unidad de tiempo, han demostrado que el material se deforma a esfuerzo constante cuando la velocidad de deformación es lo suficientemente grande. En el corte de metales, se cree que las deformaciones unitarias por unidad de tiempo son del orden de 103 a 105 s-1, y bajo estas condiciones se espera que la resistencia a la cizalladura del metal sea constante e independiente de la deformación unitaria por unidad de tiempo, de la deformación unitaria, y de la temperatura. Se sugiere que estas características de la resistencia a la cizalladura explican por qué en el corte de metales el valor de τs’, la resistencia media a la cizalladura del material de trabajo o de la pieza, es constante e independiente de la velocidad de corte y del ángulo de inclinación normal, en el rango en el cual se encuentran por lo común estos parámetros en el corte de metales.

Fig. 2.14 Diagrama de fuerzas para el corte ortogonal


Donde • Fr = fuerza resultante sobre la herramienta

• Fc = fuerza de corte

• Ft = fuerza de empuje

• Fs = fuerza de cizalladura sobre el plano de cizalladura

• Fns = fuerza normal sobre el plano de cizalladura

• Ff = fuerza de fricción sobre la cara de la herramienta

• Fn = fuerza normal sobre la cara de la herramienta

• φ = ángulo de cizalladura

• γne = ángulo de inclinación efectivo

• β = ángulo medio de fricción sobre la cara de la herramienta

• Ac = área de la sección de la viruta sin cortar

• ac = espesor de la viruta no deformada

• ao = espesor de la viruta.

2.5 ESPESOR DE LA VIRUTA En el corte de metales el espesor de la viruta ao no solamente esta dado por la geometría de la herramienta y el espesor de la viruta no deformada, sino también como se verá, puede ser afectado por las condiciones de fricción existentes en la zona de contacto entre la viruta y la herramienta. Por esta causa el proceso de corte de metales es fundamentalmente diferente de otros procesos de deformación, en los cuales la forma final del material esta determinada por la forma o posición de la herramienta utilizada. En el corte de metales, antes de hacer predicciones acerca de las fuerzas de corte debe determinarse el espesor de la viruta ao para que la geometría del proceso sea conocida. Se ha demostrado (ec. 2.5) que el ángulo de cizalladura φ permite calcular ao para unas condiciones de corte dadas. Experimentalmente, φ, y desde luego el módulo de corte rc, depende de los materiales de trabajo (de la pieza) y de la herramienta y de las condiciones de corte. Se han hecho varios intentos para establecer un modelo teórico que prediga el valor del ángulo de cizalladura φ. Dos de estas teorías se presentan a continuación. 2.5.5 TEORÍA DE ERNST Y MERCHANT Aunque Piispanen trató de resolver este problema en 1937. el primer análisis completo fue presentado por Ernst y Merchant y se denomina "solución del ángulo de cizalladura”. En su análisis se supone que la viruta se comporta como un cuerpo rígido que se mantienen equilibrio por la acción de las fuerzas que se transmiten a través de la zona de contacto entre la viruta y la herramienta y a través del plano de cizalladura.


Por conveniencia, en la fig 2.14 se ilustra la fuerza resultante sobre la herramienta Fr que actúa en el filo de la herramienta y se descompone en las componentes Fn normal a la cara de la herramienta y Ft paralela a la misma, y en las componentes Fr normal al plano de cizalladura y Fs paralela a dicho plano. También están indicadas las componentes de corte (Fc) y de empuje (Ft) de la fuerza resultante sobre la herramienta. Se supone que la totalidad de la fuerza resultante sobre la herramienta se transmite a través de la zona de contacto entre la viruta y la herramienta y que no actúa fuerza alguna en el filo o en el flanco (es decir, se supone que la fuerza de penetración Fp es cero). La base de la teoría de Ernst y Merchant fue la suposición de que el ángulo de cizalladura φ toma un valor tal que minimiza el trabajo requerido en el corte. Dado que para unas condiciones de corte especificadas, el trabajo realizado es proporcional a Fc, es necesario desarrollar una expresión para Fc en términos de φ y obtener entonces el valor de φ para el cual Fc es mínima. . De la f ig: 2.14

Y

Donde • τr = resistencia a la cizalladura del material de trabajo en el plano de cizalladura • As = área del plano de cizalladura • Ac = área de la viruta sin cortar • β = ángulo medio de fricción entre la viruta y la herramienta (dado por arc tan

(Ft/Fn) • γne = ángulo de inclinación efectivo Según las ecuaciones (2.12) y (213)

Aplicando la geometría,

( ) (2.12) cos neFrFs γβφ −+⋅=

(2.13) senφττ sAcAssFs =⋅=

( ) (2.14) cos

1sen nesAcFr

γβφφτ

−+⋅=

( ) 2.15) ( cos neFrFc γβ −⋅=


Luego, según las ecuaciones (2.14) y (2.15)

La ecuación (2.16) puede ser diferenciada con respecto a φ e igualada a cero para hallar el valor de φ para el cual Fc es mínima. El valor requerido esta dado por:

Merchant encontró que existía una buena correspondencia entre los resultados predichos por esta teoría y los resultados experimentales en el corte de plásticos sintéticos, pero que la correspondencia era bastante pobre para acero mecanizado con herramientas de carburo sinterizado. Debe anotarse que, en la diferenciación de la ecuación (2.16) con respecto a φ, se supuso que Ac, γne y τs eran independientes de φ. Reconsiderando estas suposiciones, Merchant decidió incluir en una nueva teoría la estación siguiente.

la cual indica que la resistencia a la cizalladura del material aumenta linealmente con un aumento en el esfuerzo normal, σs, que actúa sobre el plano de cizalladura (fig. 2.15). Para un esfuerzo normal igual a cero,τr, es igual a τso. Esta suposición concuerda con el trabajo de Bridgman, en el cual, con base en experimentos realizados con metales policristalinos, se demuestra que la resistencia a la cizalladura es dependiente del esfuerzo normal que actúa sobre el plano de cizalladura. Ahora, de la fig. 2.14

( )( ) (2.16)

coscos

sen neneAcsFcγβφ

γβφ

τ−+

−⋅

⋅=

(2.17) 2

2 πγβφ =−+⋅ ne

(2.18) sksos σττ +=

( ) (2.19) sen neFrFns γβφ −+⋅=

(2.20) senφ

σσ AcsAssFns ⋅=⋅=


Tomando las ecuaciones (2.19) y (2. 10)

Combinando las ecuaciones (2.14) y (2.21)

Y tomando las ecuaciones (2 18) y (2.22)

Esta ecuación muestra como el valor de τs puede ser afectado por cambios en el valor de φ. Sustituyéndola en la ecuación 12.16, se obtiene una nueva ecuación para Fc en términos de φ:

( ) (2.21) sensen neFrAc

s γβφφσ −+⋅⋅=

(2.22) )cot( ness γβφστ ++⋅=

( ) (2.23) 1 netank

scsγβφ

ττ−+⋅−

=

( )( ) ( )[ ] (2.24)

1cossencos

netankneneAcsoFc

γβφγβφφγβτ

−+⋅−⋅−+⋅−⋅⋅

=


Se supone ahora que k y τso son constantes para el material de trabajo y que Ac y γne son constantes para la operación de corte. La ecuación (2.24) puede ser diferenciada para obtener un nuevo valor de φ. La expresión resultante es:

en donde C está dada por arc (cot k) y es una constante para el material de trabajo. (Corno se menciona anteriormente, desde luego, trabajos experimentales más recientes indican que τs permanece constante para un material dado sobre un amplio rango de condiciones de corte, lo que implica que k sea igual a cero.) Hay publicaciones que teniendo en cuenta el comportamiento de la herramienta al desgaste representa las fuerzas sobre la cara de ataque y no en la punta del filo cortante (ver fig. 2.16)

(2.25) 2 Cne =−+⋅ γβφ

Fig.2.16


2.5.1 TEORIA DE LEE Y SHAFFER La teoría de Lee y Shaffer fue el resultado de un intento de aplicarla teoría de la plasticidad al problema del corte ortogonal de metales. En el tratamiento. de problemas que requieren la aplicación de la teoría de la plasticidad, es necesario hacer las suposiciones siguientes con respecto al comportamiento del material sometido a esfuerzos: • El material es rígido plástico lo cual quiere decir que las deformaciones unitarias

elásticas son despreciables durante la deformación y que una vez que se excede el punto de fluencia, la deformación tiene lugar a esfuerzo constante. La curva esfuerzo - deformación, para un material rígido plástico se ilustra en la fig. 2.17, en donde puede apreciarse que el material no se endurece.

• El comportamiento del material es independiente de la deformación por unidad de

tiempo. • Se desprecian los efectos ocasionados por aumento en la temperatura • Se desprecian los efectos de inercia resultantes de la aceleración del material durante

la deformación. Estas suposiciones han conducido a soluciones útiles para muchos problemas en plasticidad. Ellas se aproximan bastante al comportamiento real del material de trabajo durante el corte de metales a causa de los valores elevados para los esfuerzos y deformaciones unitarias por unidad de tiempo que ocurren en el proceso de corte. Se sabe que el endurecimiento por unidad de tiempo de muchos metales disminuye rápidamente con un aumento en la deformación unitaria y que el efecto de un valor elevado de la deformación unitaria por unidad de tiempo es aumentar la resistencia a la fluencia del metal con respecto a su resistencia útil ella. También, con las grandes deformaciones presentes, la deformación elástica corresponde a una proporción despreciable de la deformación total. Por consiguiente, la curva esfuerzo - deformación del material de trabajo debe corresponder aproximadamente al caso ideal mostrado en la fig. 2.17. En la solución de un problema en plasticidad, es necesario construir el campo de líneas de deslizamiento: este campo está compuesto por dos familias de líneas ortogonales (llamadas líneas de deslizamiento) que indican, en cada punto


Fig 2.17 Curva esfuerzo deformación para un material

fig. 2-18 Campo de línea de deslizamiento de Lee y Shaffer para el corte ortogonal donde Ft = fuerza resultante de la herramienta

φ = ángulo de cizalladura

γne = ángulo de inclinación efectivo


β = ángulo medio de fricción en la cara de la herramienta

ac = espesor de la viruta no deformada

ao = espesor de la viruta.

de la zona plástica ,las dos direcciones ortogonales del esfuerzo máximo de cizalladura. El campo de líneas de deslizamiento propuesto por Lee Y Shaffer para el corte ortogonal de viruta Continua se ilustra en la fig. 2.18. Se puede apreciar que Lee y Shaffer emplearon el modelo de corte del plano de cizalladura, en donde toda la deformación time lugar en un plano que se extiende desde el filo de la herramienta hasta el punto de intersección de las superficies libres de la viruta y de la pieza. Se considera desde luego, la forma en la cual las fuerzas de corte aplicadas por la herramienta se transmiten a través de la viruta al plano de cizalladura. Esta transmisión de fuerzas resulta en una zona plástica triangular ABC, en donde no ocurre deformación alguna pero el material está sometido al esfuerzo cortante máximo en toda la zona τs, (el esfuerzo cortante que actúa sobre el piano de cizalladura) y las dos direcciones de este esfuerzo cortante máximo están indicadas por las dos familias de líneas rectas ortogonales (líneas de deslizamiento) Al considerar los limites de esta zona triangular, se concluye que el plano de cizalladura AB debe indicar la dirección de una familia de líneas de deslizamiento porque sobre él actúa el esfuerzo cortante máximo. Además, como no actúan fuerzas sobre la viruta después que ella ha pasado el límite AC, no se pueden transmitir esfuerzos a través de dicho límite. Por lo tanto, AC puede considerarse como una superficie libre y las direcciones de esfuerzos cortante máximo siempre Interceptan una superficie libre formando un ángulo de 45 Finalmente, suponiendo que los esfuerzos que actúan en la zona de contacto entre la viruta y la herramienta se distribuyen uniformemente (una suposición irrazonable, como se verá más adelante), los esfuerzos principales en el límite BC interceptarán dicho límite formando ángulos β (y β +(π/2)) (en donde está dado por arc. tan (Ft/Fn,) y es el ángulo medio de fricción entre la viruta la herramienta). Las direcciones del esfuerzo cortante máximo están a 45° de las direcciones de los esfuerzos principales. y por consiguiente el ángulo BCD está dado por

De la f ig. 2.18 se concluye que:

βπ−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛

4

24πγβπφ =−++ ne


Luego

que es la solución requerida para el ángulo de cizalladura. Lee y Shaffer comprendieron que la ecuación (2.26) no puede utilizarse cuando β sea 45° y γne cero porque con dichos valores, φ sería cero. Ellos consideraron, desde luego, que tales condiciones de fricción elevada y ángulo de inclinación (ángulo de desprendimiento) bajo son justamente aquellas que conducen en la práctica a la formación del filo recrecido. Para probar esto, se presentó una segunda solución para la nueva geometría cuando existe un filo recrecido sobre la cara de la herramienta. 2.5.3 EVIDENCIA EXPERIMENTAL Las teorías e esbozadas anteriormente fueron comparadas con los resultados de experimentos realizados independientemente La fig. 2.18 muestra la forma, más conveniente de realizar tales comparaciones; es decir, el ángulo de cizalladura se grafica contra β-γne .En este tipo de gráfico, las relaciones de las teorías de Ernst y Merchant y de Lee y Shaffer son líneas rectas. Puede apreciarse que ninguna de estas teorías se aproxima cuantitativamente a alguna de las relaciones experimentales obtenidas para los materiales ensayados. Desde luego, si estas teorías se comparan cualitativamente con los resultados experimentales, tanto los resultados teóricos corno los experimentales muestran que existe una relación lineal entre φ y β-γne y que una disminución en β-γne, siempre conlleva un aumento en φ, Por lo tanto, para un ángulo de inclinación γne’,. dado, una disminución en β, el ángulo medio de fricción sobre la cara de la herramienta, resulta en un aumento en φ, el ángulo de cizalladura, con una disminución correspondiente en el área de cizalladura. Como la resistencia media a la cizalladura del material de trabajo en la zona de cizalladura permanece constante, la fuerza requerida para formar la viruta disminuye. Un aumento en el ángulo de inclinación γne, siempre da como resultado un aumento en el ángulo de cizalladura y desde luego en una reducción de las fuerzas de corte. Este aumento en el ángulo de cizalladura, desde luego, es acompañado usualmente por un aumento pequeño en el ángulo de fricción β, un efecto que será discutido más adelante. La comparación en la fig. 2.19 muestra que una relación única del tipo predicho por las teorías de Ernst y Merchant y de Lee y Shaffer no podría estar en concordancia con todos los resultados experimentales. Aún la teoría modificada de Merchant, en la cual se supone que el esfuerzo cortante que actúa sobre el plano de cizalladura es linealmente dependiente del esfuerzo normal, no podría concordar con todos los resultados. La teoría modificada de Merchant condujo a la relación.

en donde C es una constante que depende del material de trabajo. Al substituir varios valores de C en la ecuación (2.27) se obtendrían una serie de líneas paralelas sobre el

(2.26) 4πγβφ =−+ ne

(2.27) 2 Cne =−+⋅ γβφ


gráfico de la fig. 2.19. Claramente las líneas experimentales no son paralelas y la ecuación (2.27) no puede representarlas. No es difícil encontrar razones que expliquen la causa por la cual las teorías de Ernst y Merchant y de Lee y Shaffer no concuerdan con los resultados experimentales. La suposición de que la herramienta es perfectamente aguda (es decir la fuerza de penetración Fp es despreciable) podría ser una aproximación bastante regular para las condiciones reales, particularmente para valores pequeños del espesar de la viruta no deformada. Más aun, el trabajo reciente ha demostrado que la zona de deformación primaria no puede considerarse como un plano de cizalladura para una.

Fig 2.19


amplia variedad de condiciones de corte. Por ejemplo, Palmer y Oxley usando cinefotografia a para observar el flujo de granos en una pieza de acero durante el corte a velocidad baja, hallaron que la zona de deformación primaria tenía la forma mostrada en la f ig. 2.20. Nakayama la mostró que esta zona de deformación ancha tenía proporciones constantes para velocidades de corte tan elevadas como 2.5 m/s. En los experimentos de Nakayama la superficie lateral de la muestra se recubrió con negro de humo, y sobre esta superficie se trazaron una serie de líneas paralelas a la dirección de corte. Durante el corte, estas líneas formaron las líneas de flujo estables del material y se fotografiaron. Fue posible entonces localizar los límites de la zona de deformación primaria. Las teorías del ángulo de cizalladura de Ernst y Merchant y de Lee y Shaffer y los. resultados experimentales indican en la fig. 2.18 que la fricción en la cara de la herramienta es un factor muy importante en el corte de metales. Virtualmente todas las teorías producidas hasta la fecha han considerado como hipótesis simplificadora que el comportamiento de la fricción entre la viruta y la herramienta puede representarse por el valor del coeficiente medio de fricción en 1a cara de la herramienta. Por lo tanto, es importante considerar en detalle la naturaleza de las condiciones de la fricción existente entre la viruta y la herramienta durante el corte de metales.

Fig 2.20


2.6 CALCULO EMPIRICO DE LA FIERZA DE CORTE SEGÚN KINSLEY

Donde: Fs = fuerza de corte [Kgr] A = Sección de la viruta [mm] a = profundidad de corte [mm] s = avance por vuelta [mm/rev] h = espesor de la viruta [mm] b = ancho de la viruta [mm] ks= Resistencia específica de corte [kgr/mm2]

ks, puede deducirse de las tablas y diagramas en función del material, sección de la viruta y ángulo de incidencia (AWF 100 a 111, 119 a 125, 141, 158). Aproximadamente, ks puede ser calculado de la siguiente forma: ks ≈ 3,5 a 5,5 * σB para aceros (σB = resistencia a la rotura del material a mecanizar) ks ≈ 0,5 a 0,9 * HB para fundición gris (HB = dureza Brinel del material a mecanizar) (el último valor corresponde a los grandes avances, y el primero a los pequeños). El factor ks no constituye ningún valor fijo del material, sino que varía notablemente con el espesor de viruta h. Por consiguiente, para el cálculo exacto de la fuerza de corte, es necesario tener en cuenta aquella relación. Según 0. Kienzle, dicha relación puede expresarse, con buena aproximación, por:

corte de Fuerza kshbkssaksAFs ⋅⋅=⋅⋅=⋅=

εε

−−

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅= hks

hhksks 1.11

1.1

Fig.2.21


Donde: h1= 1mm (magnitud de referencia) h = valor numérico de h expresado en milímetros ks1.1 = fuerza específica de corte, referida a una sección de viruta A = b .h = l . 1 mm2 ks1.1 y el exponente ε son valores del material, aproximadamente constantes. En la tabla siguiente se dan esos valores, para algunos materiales. Al emplear dichos valores, se obtiene para la fuerza de corte.

Material 1-ε ks1.1 ks = h -ε ks1.1 en kg/mm2

para h en mm= Denominación σb kp/mm2 kp/mm2 0,063 0,1 0,16 0,25 0,4 0,63 1 1,6 2,5

St 50 52 0,74 190 400 345 305 270 240 215 190 170 150 St 60 62 0,83 200 315 290 270 250 235 215 200 185 175 St 70 72 0,70 215 485 425 370 325 280 245 215 190 165 Ck 45 67 0,86 215 310 290 270 255 240 225 215 200 190 Ck 60 77 0,82 216 330 300 280 260 240 220 205 190 175

16 MnCr 5 77 0,74 200 420 370 325 290 255 225 200 180 160 18 CrNi 6 63 0,70 215 485 425 370 325 285 245 215 190 165 42 CrMo 4 73 0,74 240 480 430 385 340 300 270 240 215 190 34 CrMo 4 60 0,79 215 385 345 315 290 265 235 215 195 180 50 Cr V 4 60 0,74 215 445 395 345 305 270 240 215 190 170 55 NiCrMo V 6 (a)

94 0,76 165 235 295 260 230 210 185 165 150 130

55 NiCrMo V 6 (b)

HB = 352 0,76 185 350 315 285 255 230 200 185 165 145

EC Mo 80 59 0,83 220 350 325 300 280 255 235 220 195 190

Meehanita A 36 0,74 115 230 205 185 165 145 130 115 100 90 Fund. dura HRC = 46 0,81 185 315 290 265 240 220 200 185 170 155 GG 26 HB = 200 0,74 105 210 190 170 150 130 115 105 90 85

1.11 kshbkshbFs ⋅⋅=⋅⋅= −ε


También podemos expresar la fuerza de corte en función de σb y obtener una fórmula simplificada haciendo: 1-ε un valor promedio aprox. 0.8. De la misma tabla anterior si comparamos para cada material la relación existente entre σb y ks1.1 podemos adoptar un valor promedio de 3.2 por lo tanto podemos escribir:

bhbFs σ⋅⋅⋅= 8.02.3

Capítulo 3 – Temperatura en el corte de metales 1 de 23

3. TEMPERATURAS EN EL CORTE DE METALES Durante el corte de metales, se generan temperaturas elevadas en la región del filo de la herramienta, y estas temperaturas tienen influencia sobre el desgaste de la herramienta y la fricción entre la viruta y la herramienta. A causa del efecto sobre el desgaste, en el pasado se ha dado considerable atención a la determinación de la distribución de temperaturas en la herramienta, viruta y pieza durante el corte de metales. 3.1 GENERACION DE CALOR EN EL CORTE DE METALES Anteriormente se estableció que el consumo de energía por unidad de tiempo en el mecanizado Pm está dado por

en donde Fc, es la componente de corte de la fuerza resultante sobre la herramienta, y v es la velocidad de corte.

Cuando un material es deformado elásticamente, la energía requerida para hacerlo es almacenada en el material como energía de deformación, y no se genera calor. Sin embargo, cuando un material es deformado plásticamente, la mayor parte de la energía utilizada se convierte en calor. En el corte de metales el material es sometido a deformaciones sumamente grandes, y la deformación elástica corresponde a una pequeñísima parte de la deformación total; por consiguiente, puede suponerse que toda la energía es convertida en calor. La conversión de energía en calor ocurre en las dos regiones principales de deformación plástica (fig. 3.1): la zona de cizalladura, o la zona de deformación primaria AB, y la zona de deformación secundaria BC. Si, como ocurre en la mayoría de las situaciones reales, la herramienta no está perfectamente afilada, una tercera fuente de calor BD estaría presente debido a la fricción entre la herramienta y la superficie generada en la

3.1)( vFcPm ⋅=


pieza. Sin embargo, a menos que la herramienta esté desgastada severamente, esta fuente de calor será pequeña y se despreciará en el presente análisis. En estas condiciones

en donde Ps, es el calor generado por unidad de tiempo en la zona de deformación primaria, y Pf es el calor generado por unidad de tiempo en la zona de deformación secundaria (calor generado por fricción). Pf está dador por Ffvo, en donde Ff es la fuerza de fricción en la cara de la herramienta, y vo es la velocidad de la viruta, la cual está dada por vrc Luego, si Pf y Pm, son conocidos, Ps puede ser obtenido en la ecuación (3.2). Para entender cómo es removido el calor de estas zonas por los materiales de la pieza, la viruta y la herramienta, es necesario considerar en principio la transferencia de calor hacia un material que se mueve con respecto a la fuente de calor. 3.2 TRANSFERENCIA DE CALOR ENTRE HERRAMIENTA, PIEZA Y VIRUTA Siempre existió la preocupación de encontrar el punto de máxima temperatura en los filos de la herramienta a tal fin es representativo encontrar esos puntos en la figuras 3.2, 3.3 y 3.4 que relacionan la longitud de viruta en contacto con la herramienta. También hay una relación entre temperatura - velocidad de corte y temperatura - avance figura 3.5. Por último es importante analizar la distribución del calor entre pieza, herramienta y viruta / velocidad de corte ver figura 3.6 a y 3.6 b

(3.2) PfPsPm +=

Fig 3.2 Fig.3.3


Fig 3.4

Fig 3.5


Fig 3.6a

Fig 3.6b

Capitulo 3 – Fluidos de corte 5 de 23

3.3 FLUIDOS DE CORTE Los aceites de corte tienen buenas propiedades lubricantes y brindan una amplia protección contra la corrosión, pero no proporcionan el buen enfriamiento de los fluidos de corte con base de agua. Los aceites de corte puros, es decir, los que no se mezclan con agua, se pueden dividos en los siguientes grupos principales: • Aceites minerales. • Aceites grasos. • Mezclas con base de aceite mineral y aceite graso. • Aceites para presiones extremas. Los aceites grasos son a base de grasas animales o vegetales, por ejemplo, aceite de colza .Son grasos y dan muy buena lubricación, pero ofrecen deficiente resistencia a la soldadura. En la actualidad han sido sustituidos por aceites de base mineral, en parte debido a que los aceites grasos son caros y difíciles de obtener, pero, sobre todo, porque la creación de aditivos que mezclan con aceites minerales ha producido un fluido de corte considerablemente más eficiente El aceite mineral se utiliza puro o mezclado (figura 3.7); el puro tiene muy buenas propiedades lubricantes y buena protección contra la corrosión. Debido a que sus propiedades de enfriamiento no son muy eficaces, el aceite mineral se utiliza básicamente para maquinado más ligero, por ejemplo, en latón, hierro fundido y aleaciones ligeras. Para satisfacer las operaciones de maquinado donde la carga entre la pieza de trabajo y la herramienta establece demandas mayores en la resistencia de soporte del medio cortante, el aceite mineral se puede mezclar con aditivos de aceite graso. Estos últimos proporcionan una capa delgada con alta resistencia de apoyo y baja resistencia al corte. Esta capa lubrica y evita la fricción entre la herramienta, virutas y pieza de trabajo, aun cuando la película de aceite se, haya roto. Sin embargo, con maquinados difíciles, los aditivos de aceite graso no son suficientes , para lubricar. El aceite mineral graso se utiliza básicamente en aplicaciones donde se desea

Fig. 3.7


mejorar el acabado superficial mediante una mejor lubricación, por ejemplo, cuando se maquine latón o bronce más duro y donde aditivos más activos ocasionan ataque por corrosión. En aplicaciones donde las fuerzas de cose sean altas, el fluido de corte debe lubricar incluso cuando haya gran presión entre las superficies deslizantes. Para satisfacer esto, los aceites de corte con aditivos de presión extrema se utilizan para maquinados difíciles (figura 3.8). Estos aditivos forman compuestos con el metal de las superficies deslizantes. El efecto ocurre en los puntos donde la disparidad de las superficies rompe la película de aceite y el compuesto forma un lubricante firme que evita la soldadura entre los picos opuestos de las superficies. Los aditivos están formados de azufre y compuestos de cloro y fósforo que reaccionan a altas temperaturas para formar sulfuros, cloruros y fósfuros metálicos. 3.3.1 FUNCIONES BÁSICAS DE ACEITES DE CORTE Se generan altas temperaturas en las zonas de corte de metal y se producen altas fuerzas de fricción en el punto de contacto entre la herramienta y la pieza de trabajo. En muchos casos esto produce resultados inaceptables si el maquinado se realiza sin fluidos de cortes, cuyas funciones básicas son lubricar, enfriar la herramienta y transportar virutas lejos de la zona de corte. Cuando dos superficies se deslizan una frente a la otra sin lubricación, los puntos disparejos de las superficies se frotan unos contra otros (figura 3.9 a-A). Esto significa que el material se calienta por fricción o que se desprenderán partículas de las superficies. Las propiedades lubricantes del fluido de corte reducen el desgaste entre la pieza de trabajo y la herramienta al separar las superficies entre sí (figura 3.9 a-B). La energía que debe alimentarse para deformar el metal cuando se forman virutas ocasiona altas temperaturas en la zona de corte. La temperatura afecta mucho desgaste de la herramienta, por lo que un enfriamiento eficiente es importante para prolongar la duración del borde de la herramienta.

Fig. 3.8


En la figura 3.9 b , la textura específica de superficie (R) se ilustra como una función de la temperatura del borde (T). Se obtiene el peor acabado con una alta acumulación de material en el borde-BUE (2). A temperaturas más bajas existe lo que se conoce como zona de avellanado (1) y la superficie es más pareja. Se obtiene mejor acabado de superficie en la zona de corte libre (3). Cuando hay riesgo de acumulación de material en el borde, se pueden tomar diversas medidas para cambiar

la temperatura del borde. Estas medidas dependen de las circunstancias: si la temperatura está cerca de la zona libre de corte, el riesgo de borde acumulado se reducir si se aumenta la velocidad de corte, es decir, se aumenta la temperatura del borde. A menores temperatura de borde, una solución posible es utilizar un fluido de corte de enfriamiento para reducir 1 temperatura y así evitar la zona de borde acumulado. Aun cuando se puede utilizar un fluido de corte con un fuerte efecto de enfriamiento cuando la temperatura del borde está en la zona de corte libre, si la temperatura está cerca de la zona de borde acumulado, este fluido de corte' puede aumentar el riesgo de borde acumulación de material en el borde. La superficie maquinada no debe dañarse por virutas y otras partículas que se desprenden durante el proceso de maquinado. Por lo tanto, se utiliza fluido de corte para eliminar este material de manera eficiente.

Fig 3.9 a

Fig. 3.9 b


El fluido de corte entonces realiza las siguientes funciones: • Lubrica y aumenta la vida de servicio de los bordes cortantes de la herramienta. • Enfría la pieza de trabajo y la herramienta, por lo que aumenta la resistencia de ésta

al desgaste. • Elimina las virutas. • Facilita la rotura de virutas en ciertos materiales. • Evita la formación de bordes acumulados.

3.3.2 SELECCIÓN DE UN FLUIDO DE CORTE La selección de un fluido de corte la determina la operación de maquinado, el material de la pieza de trabajo, el material de la herramienta y los datos de corte (figura 3.10). En general, debe buscarse una mejor lubricación con: Bajas velocidades. • Materiales dificiles de maquinar. • Operaciones dificiles. • Demandas para una mejor textura superficial. Debe escogerse un enfriamiento mejorado para: Altas velocidades. Materiales fáciles de maquinar. Operaciones sencillas. Problemas con borde acumulado.

Fig. 3.10


La lista siguiente muestra diversas operaciones de maquinado (ilustradas en la figura 3.10) en orden de demandas de corte, desde operaciones relativamente menos exigentes (por ejemplo, esmerilado) hasta las muy difíciles, como el torneado de roscas y roscado con macho 1. Esmerilado. 2. Torneado. 3. Fresado. 4. Taladrado. 5. Escariado. 6. Barrenado. 7. Taladrado de barrenos profundos. 8. Construcción de engranajes. 9. Torneado de roscas. 10. Roscado con macho. Sin embargo, el grado y número de factores exigentes depende de las condiciones, datos de corte, así como de la geometría y el material de la herramienta. Además de las propiedades de lubricación y enfriamiento, al seleccionar un fluido de corte también debe tenerse en cuenta que no resulte afectado el entorno ambiental. El fluido de corte no debe ocasionar oxidación o corrosión a la pieza de trabajo, sino más bien proteger al material. La máquina no debe dañarse y el fluido de corte no debe representar un riesgo para la salud del operador. Los fluidos de corte solubles en agua deben ser compatibles con el agua que se utilice. El valor del pH del agua es importante en este aspecto. 3.3.3 TIPOS DE FLUIDO DE CORTE Los fluidos de corte se pueden dividir en dos grupos principales: 1. Aceites de corte puros. 2. Fluidos de corte solubles en agua. Para tener buenas propiedades de enfriamiento, el fluido de corte debe tener alta capacidad de difusión de temperaturas. El agua satisface este requisito, pero tiene deficientes propiedades lubricantes y también reacciona de manera corrosiva con metales ferrosos. Por otra parte, el aceite de corte puro tiene buenas propiedades lubricantes y buena protección contra la corrosión. Sin embargo, su baja conductividad


térmica y de calor específico significan que sus propiedades de enfriamiento son deficientes. Las buenas propiedades de enfriamiento del agua se han utilizado por el perfeccionamiento de diversos fluidos de corte solubles en agua. Éstos se pueden dividir en:

1. Emulsiones de aceite. 2. Fluidos de corte sintéticos y químicos.

El uso de emulsiones de aceite es la manera tradicional de combinar las propiedades de enfriamiento del agua con las propiedades lubricantes y protectoras de corrosión del aceite. Decir que un fluido cortante es soluble en agua es alterar la verdad, puesto que el aceite no es soluble en agua. El aceite se dispersa como pequeñas gotas en el fluido (figura 3.11 A) y se estabiliza por medio de aditivos conocidos como emulsificantes. Los fluidos sintéticos no contienen aceite, sino que están formados de glicoles, por ejemplo, 1 que se emulsionan o disuelven en agua. Éstos son transparentes y dan la oportunidad de comparar la operación con emulsiones de aceite, de aspecto lechoso. Al mezclar una pequeña cantidad de aceite emulsionado con un fluido de corte sintético, se obtiene un fluido semisintético, donde las ventajas de los fluidos sintéticos se combinan con las propiedades lubricantes considerablemente mejores de la emulsión de aceite. En ciertos casos también se utiliza gas como medio de enfriamiento y lubricación. El gas se aplica a cierta presión y elimina virutas y otras partículas; el aire es el gas más común que se utiliza, pero también se encuentran el bióxido de carbono, argón y nitrógeno líquidos.

Fig 3.11


3.3.4 ACEITES DE CORTE SOLUBLES EN AGUA Los aceites de corte solubles en agua se suministran como concentrados y el usuario debe preparar la emulsión de aceite al mezclar el concentrado en agua. Cuando se utilicen emulsiones de aceite, las propiedades lubricantes y protectoras de corrosión del aceite se combinan con la propiedad de enfriamiento del agua. El concentrado soluble en agua a también contiene aditivos para mejorar diversas propiedades, por ejemplo: • Emulsificantes para evitar separación. • Lubricación para evitar ataque de corrosión • Medio de conservación para evitar el crecimiento de bacterias. • Grasa para mejorar las propiedades lubricantes. • Aditivos de presión extrema para mejorar la resistencia de apoyo. Es extremadamente importante que la preparación de la emulsión de aceite se haga conectamente para que el fluido de corte sea estable: El concentrado de aceite debe agregarse al agua, no al contrario. La mezcla debe agitarse continuamente al preparar la emulsión. La proporción de mezcla entre aceite y agua debe medirse con precisión. Deben utilizarse recipientes y tanque limpios. El agua debe ser de un valor del pH y dureza apropiados. El concentrado de aceite no debe agregarse con más rapidez de la precisa para convertirse en emulsión. La cantidad de sales no disueltas, principalmente calcio, magnesio y Heno, afecta la dureza del agua; para obtener agua más suave se agrega sosa. usualmente la Meza del agua se expresa en el número de panes por millón (ppm) de carbonato de sodio libre de agua necesarios para que el agua se suavice por completo. Las sales sin disolverse pueden reaccionar con emulsificantes y, además de la emulsión que se descompone rápidamente, se forma una espuma que puede bloquear el filtro, tuberías y bombas del sistema del fluido de corte. Además, el agua dura que contiene más de 200 ppm puede reducir las propiedades de protección a la corrosión. La tabla 3.1 muestra una clasificación apropiada del valor de dureza del agua expresada en ppm. Demasiada adición de sosa aumenta el valor del pH del agua; bajos valores del pH aumentan la tendencia a la corrosión y la formación de bacterias, pero, por otra parte, altos valores del pH traen consigo el riesgo de irritar la piel. El valor del pH para emulsiones de aceite debe estar entre 8.5 y 9.3.


3.3.5 FLUIDOS DE CORTE SINTÉTICOS Y SEMISINTÉTICOS Los fluidos de corte sintéticos no contienen aceite mineral y se utilizaron primero sólo para operaciones de esmerilado. El perfeccionamiento de los fluidos sintéticos con mejores propiedades de lubricación y mejor protección coma la corrosión ha aumentado de manera considerable su campo de aplicación en años recientes. El uso de fluidos de corte sintéticos tiene ventajas económicas comparados con los fluidos con base en aceite y ofrece una rápida disipación de calor, propiedades de limpieza, preparación sencilla y tiene buena protección contra la corrosión. Además son transparentes, lo cual ayuda a que el operador vigile mejor el trabajo. Es posible que con operaciones difíciles las propiedades de lubricación puedan ser insuficientes, lo cual puede ocasionar que las superficies deslizantes se peguen o desgasten. Debido a que los fluidos de corte totalmente sintéticos forman una verdadera solución con agua, la concentración más bien crece con el uso debido a que el agua se evapora. Como los fluidos sintéticos tienen fuertes propiedades de limpieza y alcalinas (pH de 9 a 9.5), la concentración debe verificarse con más frecuencia para que un mayor valor de pH no ocasione alergias al operador en forma de irritación de la piel. Como el aceite se disuelve en fluidos sintéticos, se obtiene lo que se conoce como semisintéticos; éstos tienen, en conjunto, las mismas propiedades que los fluidos de corte totalmente sintéticos, pero ofrecen propiedades de lubricación mucho mejores. Los semisintéticos son más adecuados que las emulsiones de aceite para operaciones de esmerilado porque contienen menos aceite. Es frecuente que el aceite tienda a ocasionar sobrecarga de la rueda de esmeril. En los semisintéticos, Es partículas de aceite son más pequeñas que en las emulsiones de aceite. El alto contenido de emulsificantes proporciona mayor capacidad para emulsionar el aceite que gotee (figura 3.12 A) de la máquina; esta forma de absorber aceite que gotea no puede continuar de manera indefinida. Sin embargo, cuando se haya utilizado un exceso de emulsificantes en el fluido de corte para emulsionar el aceite que gotea, el aceite flota y forma una capa en la superficie (figura 3.12 B) mientras que las partículas de aceite del fluido aumentan de tamaño (figura 3.12-C). Esta capa de aceite en la superficie puede entonces aumentar el crecimiento de bacterias.

Tabla 3.1

Dureza en ppmSuave Moderadamente suave 0-50 Ligeramente duro 50-100 Moderadamente duro 100-150 Duro 150-200 Muy duro 200-300 300-


Fig 3.12 3.4.FLUIDOS DE CORTE Y EL AMBIENTE Básicamente, un fluido de corte debe dar buena lubricación Y enfriamiento, pero hay otras características que deben tomarse en cuenta cuando se seleccione un fluido de corte (véase 3.13): 1. El fluido de corte no debe producir efectos secundarios desagradables, como mal olor o reacciones alérgicas (A). 2. Debe trabajar, sin problemas, con equipo de alta presión como son centrifugadoras, sin formar espuma (B). 3. El fluido de corte no debe disolver pintura porque afectaría la pintura de la máquina (C); tampoco debe corroer sellos. 4. El fluido de corte no debe ser causa de corrosión que ataque la pieza de trabajo (D). Debido a que por lo general se maquinan varios materiales, el fluido de corte debe ser apropiado para éstos, o la mayoría de éstos, sin que haya necesidad de cambiar fluidos de corte. De particular importancia es el riesgo de ataque por corrosión con materiales no ferrosos, por ejemplo: cobre, latón y aluminio. 5. El fluido de corte no debe adherirse o pegarse, lo que ocasionaría que virutas y partículas se adhieran y haría más difícil la limpieza del tanque o echaría a perder la superficie de la pieza de trabajo (E). 6. La mayoría de las máquinas tienen fugas de aceite y, en máquinas modernas, esto puede ser alrededor de un litro por día. Por lo tanto, es preferible si el fluido de corte puede disolver aceite de fuga sin que se altere su operación (F). 3.5 ALMACENAMIENTO, CONSERVACIÓN Y ELIMINACIÓN DE DESECHOS DE FLUIDOS DE CORTE Los fluidos de corte con base de apa no deben exponerse a temperaturas extremas en ninguna dirección. Las altas temperaturas pueden ocasionar que se evapore agua, y las bajas pueder ocasionar separación de ciertos aditivos. Usualmente, los concentrados


homogéneos contienen una pequeña cantidad de agua, y en caso que ésta se congele, será muy difícil que el aceite se mezcle cuando la temperatura aumente otra ven Los barriles de aceite deben almacenarse bajo

techo para que no se expongan a la humedad. Cuando el aceite se almacena a la intemperie, la! variaciones de temperatura pueden ocasionar que el recipiente deje entrar agua que se acumula en la tapa; para evitar esto, los barriles de aceite deben almacenarse sobre sus costados. Los fluidos de corte solubles en agua necesitan más conservación que los aceites de corte. Esto se aplica sobre todo al limitar el número de microorganismos en el agua, porque éstos acortan la vida de servicio del fluido de corte y pueden ocasionar problemas de corrosión, tapan as tuberías de abastecimiento y válvulas y producen un olor desagradable. Existen tres tipos de microorganismos: bacterias, hongos y algas. Cuando se utilicen fluidos de corte con base de agua, donde las acumulaciones de bacterias se presentan en lugares de difícil acceso, al hacer la limpieza debe agregarse una sustancia que las extermine, conocida como "biocida". Si persisten contaminantes y un poco de fluido de corte contaminado, el líquido de corte nuevo que se agregue contamina rápidamente. La concentración y composición del fluido de corte cambia con el uso. Esto ocurre por evaporación de agua, pérdidas de fluido de corte, reacción cuando el aceite de fuga se mezcla con el fluido de corte, etc. Por lo tanto, es importante verificar periódicamente la concentración en la mezcla. Cuando sea necesario cambiar la concentración, se agregan fluidos de corte mezclados; el agua que se agregue no debe ser demasiado dura porque

Fig 3.13


el fluido puede separarse, debido a lo cual aparece una película de aceite en la superficie; por otra parte, el agua demasiado suave ocasiona espuma. Los modernos sistemas para recuperar fluidos de corte deben tener un equipo automático para medir, llenar y mezclar fluido de corte complementario, Ni el aceite de corte rechazado ni la emulsión de aceite deben verterse en el sistema de drenaje público. Las emulsiones se tratan de modo que el aceite y agua sean separados. Para descomponer la emulsión se utilizan sulfato ferroso, sales y, en ciertos casos, ácidos fuertes. Si se emplean estos últimos e1 agua se neutraliza antes de vertirse en el sistema de drenaje público. El aceite que se separa está sumamente contaminado por las sustancias que se utilizan en el tratamiento. El aceite puede quemarse en hornos especiales, al igual que los aceites de corte puros rechazados. Para la mayoría de talleres no es económicamente viable disponer de fluidos de corte rechazados en sí, por lo cual gran número de e empresas contratan servicios especializados en este tipo de eliminación de desechos. La sedimentación de partículas no disueltas que utilizan la fuerza de gravedad es la manera más fácil de eliminar contaminantes del fluido de corte, pero como la sedimentación toma un tiempo relativamente largo, la formación de bacterias puede crear un problema y, además, no se evita la fuga de aceite. Si se emplea aceite puro de corte, no es seguro que partículas muy finas caigan al fondo del recipiente. En lugar de ello, debido a la alta viscosidad del aceite, pueden envolverse partículas y acompañar al aceite. Esto puede dañar la bomba de circulación y/o deteriorar el acabado superficial al maquinar. El fluido de corte debe filtrarse siempre (figura 3.14-4) antes de circularse con una bomba (figura 3.14-5). Para obtener una separación más rápida de los contaminantes, se utilizan tanques de sedimentación mediante los cuales el fluido de corte se separa en capas. Así se reduce la distancia a la que las partículas deben caer. Al mismo tiempo el aceite de fuga tiene una distancia más corta por recorrer hacia la superficie, en donde es desnatado. El tratamiento térmico del fluido de corte puede acelerar la separación. Puede ser difícil utilizar este método con fluidos de corte solubles en agua, donde el aceite de fuga se puede emulsionar. Es más apropiado para limpiar fluidos sintéticos, donde el aceite flota a la superficie de manera libre. Para eliminar adecuadamente el aceite de fuga emulsionado, se utilizan centrifugadoras de alta velocidad. En sistemas centrales, el fluido de corte circula continuamente y el método de sedimentación no funciona. En lugar de esto, se utilizan diversos tipos de filtros. Con fluidos de alta viscosidad, el filtrado es un proceso lento porque la velocidad de circulación por el filtro se reduce. El filtrado de aceite de ala viscosidad se facilita porque el aceite se calienta y, por lo tanto, adelgaza. Para eliminar las partículas más pequeñas con un filtro, el tamaño o número de malla debe ser pequeño; esto significa que de manera no intencional también se filtran ciertos aditivos del fluido de corte. Otra desventaja es que el aceite de fuga puede tapar el filtro, por lo cual el uso de centrifugadoras también es común en sistemas centrales. El sistema de fluido de corte debe garantizar que el fluido mantenga una temperatura de trabajo de aproximadamente 20 °C. Si el volumen del tanque no permite suficiente enfriamiento, se pueden instalar diversos tipos de intercambiadores de calor o unidades de enfriamiento.


3.6 REUTILIZACIÓN DE FLUIDOS DE CORTE La técnica actual para hacer circular fluido de corte para su reutilización exige una continua inspección y mantenimiento La contaminación, microorganismos y cambios de la concentración se vigilan continuamente para mantener la descomposición del fluido de corte bajo control y prolongar su vida de servicio. Cuando se utiliza un sistema central, varias máquinas utilizan el mismo fluido de corte. La ventaja de esto es que el mantenimiento y la inspección se pueden realizar en un solo recipiente, aun cuando los sistemas centrales exigen que sea apropiado el mismo tipo de fluido de corte para todas las máquinas. Cualquier contaminación que ocasione que el fluido de corte se cambie mucho antes que termine su vida esperada de servicio es muy costosa, ya que puede tratarse de cantidades muy grandes de fluido de corte cuando se utilicen sistemas centrales. Las plantas especiales para recuperación de fluidos de corte de las virutas no son económicamente factibles cuando se utilicen fluidos de corte con base en agua, pero cuando se utilice aceite de corte, se pueden recuperar hasta 300 litros de aceite de corte por tonelada de viruta (figura 3.14). Para hacer posible que las virutas voluminosas se manejen más fácilmente se utilizan trituradoras (1), después de las cuales la masa de metal triturado pasa a una centrifugadora (2) para que el aceite se separe perfectamente El aceite que se recupera pasa a limpieza junto con el fluido de corte de la máquina.


Los sistemas de limpieza varían desde simples tanques de sedimentación hasta plantas de diseño avanzado que pueden estar formadas de: • Trituradora de viruta (1)

• Centrifugadora (2).

• Sedimentación (3).

• Filtro (4).

• Bomba (5).

• Tratamiento térmico (6)

• Filtrado/centrifugación (7)

• Regulación de temperatura (8).

• Inspección y llenado automáticos (9).

7.3 ANEXOS Para complementar el capitulo adjuntamos los siguiente diagramas de bloque y tablas:







Capítulo 4 - Desgaste de Herramientas 1 de 14

4 DESGASTE DE LA HERRAMIENTA 4.1 INTRODUCCIÓN La naturaleza fundamental del mecanismo de desgaste puede ser muy diferente para diversas condiciones. En el corte de metales, el desgaste puede ocurrir en las tres formas siguientes: por adhesión, por abrasión y por difusión. En el desgaste por adhesión, el desgaste es ocasionado por la fractura de las asperezas de los dos metales soldados entre sí. En el corte de metales, las uniones de los materiales de la viruta y de la herramienta se forman como parte del mecanismo de la fricción; cuando estas uniones se fracturan pequeños fragmentos del material de la herramienta pueden ser arrancados y arrastrados por la viruta o por la superficie nueva de la pieza. La forma de desgaste conocido como desgaste por abrasión ocurre cuando partículas endurecidas localizadas en la viruta pasan sobre la cara de la herramienta y remueven su material mecánicamente. Estas partículas endurecidas pueden ser fragmentos de un filo recrecido inestable y endurecidos por deformación; fragmentos endurecidos del material de la herramienta y removidos por el desgaste por adhesión, o constituyentes duros del material de trabajo. La difusión en el estado sólido ocurre cuando los átomos de una red cristalina metálica se desplazan de una región de concentración atómica alta a una de concentración baja. Este proceso depende de la temperatura existente, y la difusión por unidad de tiempo aumenta exponencialmente con el aumento de la temperatura. En el corte de metales, en el que existe un contacto íntimo entre los materiales de la herramienta y de la pieza y además existen temperaturas elevadas, la difusión puede ocurrir en aquellos puntos en donde los átomos se desplazan desde el material de la herramienta hacia el material de trabajo. Este proceso, que tiene lugar en una zona muy estrecha de la superficie de contacto entre los dos materiales y debilita la estructura superficial de la herramienta, es conocido como desgaste por difusión. 4.2 FORMAS DE DESGASTE EN EL CORTE DE METALES El desgaste progresivo de una herramienta tiene lugar en dos formas distintas (f ig. 4. 1): 1. Desgaste en la cara, caracterizado por la formación de un cráter, el cual es el resultado de la acción de la viruta al fluir o deslizarse a lo largo de la cara. 2. Desgaste en el flanco, en donde se forma una zona de desgaste a causa del rozamiento entre la herramienta y la superficie generada en la pieza.

4.2.1 DESGASTE DE LA CARA DE LA HERRAMIENTA El cráter formado en la cara de la herramienta se ajusta a la forma de la viruta y está limitado al área de contacto entre la viruta y la herramienta (fig. 4.1). Además, la zona


adyacente al filo, en donde se presentan la fricción adhesiva o el recrecimiento del filo, se desgasta poco.

En el capítulo 3 se estableció que, en el corte de metales, las temperaturas más elevadas se presentan a alguna distancia del filo a lo largo de la cara de la herramienta; a velocidades altas de corte estas temperaturas fácilmente pueden ser del orden de los 1000 °C En condiciones de temperaturas elevadas, las herramientas de acero rápido se desgastarán muy rápidamente en razón del ablandamiento térmico del material. Aunque los materiales de las herramientas de carburo retienen su dureza a temperaturas elevadas, la difusión en el estado sólido puede ocasionar su rápido desgaste. En el trabajo experimental, la profundidad máxima del cráter es generalmente una medida de la cantidad de desgaste y puede ser determinada mediante un instrumento de medición superficial. En condiciones de velocidad de corte muy alta, el crecimiento del cráter es el factor que determina la vida o duración de la herramienta porque su crecimiento debilita el filo hasta que con el tiempo este se fractura. Sin embargo, cuando las herramientas son usadas con criterios de duración económica, el desgaste de su flanco, conocido como desgaste del flanco, generalmente es el factor de control.

4.2.2 DESGASTE DEL FLANCO El desgaste del flanco de una herramienta de corte es ocasionado por la fricción entre la superficie producida en la pieza y el área del flanco en contacto con ella. En razón de la rigidez de la pieza, el área desgastada, conocida como la zona de desgaste del flanco,


debe ser paralela a la dirección de corte resultante. El ancho de la zona de desgaste generalmente se considera como una medida del desgaste y puede ser determinado fácilmente por medio de un microscopio, La fig. 4.2 ilustra el progreso (con el tiempo) del ancho VB de la zona de desgaste del flanco o la longitud cortada. La curva se puede dividir en tres regiones: 1. La región AB en donde el filo agudo se desportilla rápidamente y aparece una zona de desgaste de dimensiones finitas.

2. La región BC en la cual el desgaste progresa uniformemente. 3. La región CD en la cual el desgaste progresa a una tasa creciente. Se cree que la región CD indica ¡cuándo el desgaste de la herramienta de corte se ha vuelto sensible a las temperaturas elevadas, ocasionadas por la presencia de una zona de desgaste de grandes proporciones. En la práctica, es recomendable reafilar la herramienta antes de que el desgaste del flanco alcance la última región (región CD en la fig. 4.2) en la cual el material se fractura rápidamente.

4.2.3 CRITERIOS DE DURACIÓN DE UNA HERRAMIENTA Como criterio de duración de una herramienta se define un valor mínimo predeterminado del desgaste o la ocurrencia de un fenómeno. En las operaciones prácticas de mecanizado el desgaste de la cara y el flanco de la herramienta de corte no es uniforme a lo largo del filo principal; por lo tanto, es indispensable especificar las localizaciones y el grado de desgaste permisible antes de reafilar la herramienta. La fig. 4.3 ilustra una herramienta de filo único ya desgastada. Como se aprecia en la figura, la profundidad del cráter varía a lo largo del filo principal, y la profundidad KT del cráter es medida en el punto más profundo del mismo (sección A-A). Puede apreciarse que el desgaste del flanco generalmente es mayor en los extremos del filo principal. Las condiciones en la punta de la herramienta tiende a ser más severas que en la parte


central del filo en razón de la forma complicada como fluye la viruta en esa región. El ancho de la zona de desgaste en la punta de la herramienta (zona C) se denomina VC. En el extremo opuesto del filo principal (zona N) se forma a menudo una ranura o muesca de desgaste, porque en esta región el material de la pieza tiende a endurecerse a causa del procesamiento previo. El ancho de la zona de desgaste en la muesca se denomina VN. En la porción central del filo principal (zona B), la zona de desgaste es aproximadamente uniforme. No obstante, para considerar variaciones que puedan ocurrir, el ancho promedio de, la zona de desgaste en esta región se denomina VB, y su valor máximo, VBmax . A continuación se presentan los criterios normalizados recientemente por la ISO, referentes a la duración de las herramientas. 4.2.4 CRITERIOS USUALES PARA HERRAMIENTAS DE ACERO RÁPIDO O CERÁMICAS Los criterios recomendados por la ISO para definir la duración efectiva de la herramientas de acero rápido o cerámicas son: 1. Falla catastrófica, ó

2. VB = 0.3 mm si el flanco está desgastado regularmente en la zona B, ó

3. VBmax = 0.6mm, si el flanco está desgastado irregularmente, rayado, astillado o

demasiado ranurado en la zona B.

Fig 4.3


4.2.5 CRITERIOS USUALES PARA HERRAMIENTAS DE CARBURO SINTERIZADO Para herramientas de carburo sinterizado, se recomienda uno de los criterio siguientes: VB = 0.3 mm ó VB= 0.6 mm si el flanco está desgastado irregularmente ó KT=0.06+0.3*f, donde f es el avance 4.3 A CONTINUACIÓN PODEMOS RESUMIR LO VISTO HASTA AHORA EN LA FIGURA QUE HA CONTINUACIÓN INSERTAMOS 1-Filo aportación

2- Desgaste por abrasión (flanco + crater)

3- Desgaste por difusión (cráter)


4- Desgaste por oxidación

5- Deformación plástica

Para aclaración de lo visto a continuación graficamos las relaciones existentes entre: • Desgaste (W) y velocidad de corte (Vc)

• Velocidad de corte y avance

• Profundidad de pasada y avance

• Temperatura y velocidad de corte

Donde como referencia en los gráficos:

1 - Filo aportación (BUE) 2 - Desgaste por abrasión (Flanco + Cráter) 3 - Desgaste por difusión (Cráter) 4 - Desgaste por oxidación 5 - Deformación plástica 6 - Fractura


Desgaste (W) y velocidad de corte (Vc)

Velocidad de corte (Vc) y avance (f)

Profundidad de pasada (ap) y avance (f)


Temperatura (Tc) y velocidad de corte (Vc)


4.4 INVESTIGACIÓN Y ELIMINACIÓN DE DESGASTE Y DEFECTOS

El ingeniero es responsable de velar por el buen funcionamiento de las herramientas y optimizar sus rendimientos tiene que basar fundamentalmente en su experiencia personal y criterios para actuar en producción a diario A continuación adjuntamos esquemas que pueden guiarlo en primera aproximación para resolver estas dificultades

Con el mismo fin extractamos del libro “El mecanizado moderno” editado por

SANDVIK las siguientes recomendaciones





Por ultimo incluimos de la firma Valenite recomendaciones del mismo tenor


Capítulo 5 -Velocidad de corte 1 de 13

5. VELOCIDAD DE CORTE 5.1 INTRODUCCIÓN La selección de una velocidad de corte depende de varios factores los cuales son: • La resistencia del material a mecanizar

• Sección de la viruta y su forma

• Tipo de herramienta y forma geométrica

• Tipo de elaboración y grado de terminación superficial de la pieza mecanizada

• Clase y rigidez de la máquina

• Condiciones de refrigeración

• Forma geométrica de la pieza mecanizada (rigidez y estabilidad)

La práctica recomienda que la velocidad de corte sea tal que el tiempo de duración del filo sea aproximadamente de 3 a 10 veces el tiempo de sustitución de la herramienta embotada por una herramienta re-afilada. Ver diagrama de bloques en la siguiente pagina



5.2 DURACIÓN DE LA HERRAMIENTA Los tipos y mecanismos de falla de la herramienta han sido descritos previamente. Se mostró que velocidades de corte excesivas causan una rápida falla del borde cortante; en tal forma, puede declararse que la herramienta tiene una duración corta. Algunas veces se emplean otros criterios para evaluar la duración de la herramienta, Estos son: 1. Cambio de la calidad de la superficie maquinada. 2. Cambio en la magnitud del esfuerzo de corte resultando en cambios en las flexiones de la máquina y de la pieza de trabajo causando el cambio en las dimensiones de la pieza.

5.3 VELOCIDAD DE CORTE SEGÚN TAYLOR La selección de la velocidad de corte correcta tiene un valor importante sobre los factores económicos de todas las operaciones del corte de los metales. Afortunada- mente, la velocidad de corte correcta puede ser estimada con exactitud razonable de las gráficas de duración de la herramienta o de la relación sobre la duración de la herramienta, de Taylor", siempre que sean obtenibles los datos necesarios. En la fig. 5.1 se muestra una gráfica sobre duración de la herramienta. El logaritmo de la duración de la herramienta, en minutos, se gráfica contra el logaritmo de la velocidad de corte, en pies por minuto. La curva resultante es casi una línea recta en la mayor

Fig 5.1


parte de los casos. Para todos los propósitos prácticos se la puede considerar una línea recta. Esta curva se expresa por la ecuación siguiente:

donde: • V = velocidad de corte, pies por minuto • T = duración de la herramienta, minutos • C = una constante igual a la intersección de la curva y de la ordenada o de la

velocidad de corte - en realidad es la velocidad de corte para un minuto de duración de la herramienta

Los valores de n y C para diferentes materiales de trabajo y de herramientas se muestran en la Tabla 5.1 (véase también la Fig. 5.2). Estos valores son para el avance particular, profundidad de corte y geometría de la herramienta mostrados.

Fig 5.2

CTV n =⋅

curva la de Pendiente loglogloglog

12

21

TTVV

tann−−

== φ


ECUACIONES MOSTRANDO LA RELACIÓN ENTRE LA VELOCIDAD DE CORTE Y LA DURACIÓN DE LA HERRAMIENTA PARA VARIOS MATERIALES Y CONDICIONES DE LA HERRAMIENTA (tabla 5.1)

Material de la Herramienta

Material de la pieza de trabajo

Profundidad de corte

(plg) Avance (plg) Fluido de

corte

n exponente formula de

Taylor

C constante formula de

Taylor Acero de alto

carbono Latón amarillo (0.60 Cu, 0.40 Zn, 0.85 Ni, 0.006 Pb)

0.05 0.1

0.0255 0,0127

En seco En seco

0.081 0.096

242 299

Acero de alto carbono Bronce (0.90 Cu, 0.10 Sn) 0.05

0.1 0.0255 0.0127

En seco En seco

0.086 0.111

190 232

ACR 18-4-1*

Hierro fundido, ndB** 160 Hierro fundido, níquel, ndB 164 Hierro fundido, NI-Cr, ndB 207

0.05 0.0255 En seco 0.101 172

0.05 0.0255 En seco 0.111 186

0.05 0.0255 En seco 0.088 102

ACR-18-4-1

Acero, SAE B1113 E.F.*** Acero, SAE B1112 E.F. Acero, SAE B 1120 E.F. Acero, SAE B 1120 + Pb E.F. Acero, SAE 1035 E.F. Acero, SAE 1035 + Pb E.F.

0.05 0.0127 En seco 0.08 260 0.05 0.0127 En seco 0.105 225 0.05 0.0127 En seco 0.1 270 0.05 0.0127 En seco 0.06 290 0.05 0.0127 En seco 0.11 130 0,050 0.0127 En seco 0.11 147

ACR-18-4-1

Acero, SAE 1045 E.F. Acero, SAE 2340 ndB 185 Acero, SAE 2345 ndB 198 Acero, SAE 3140 ndB 190

0.1 0.0127 En seco 0.11 192 0.1 0.0125 En seco 0.147 143

0.05 0.0255 En seco 0.105 126 0.1 0.0125 En seco 0.16 178

ACR-18-4-1

Acero, SAE 4350 ndB 363 Acero, SAE 4350 ndB 363 Acero, SAE 4350 ndB 363 Acero, SAE 4350 ndB 363 Acero, SAE 4350 ndB 363

0.0125 0.0127 En seco 0.08 181 0.0125 0.0255 En seco 0.125 146 0.025 0,0255 En seco 0.125 95 0. 100 0.0127 En seco 0.11 78

0.1 0.0255 En seco 0.11 46

ACR-18-4-1 Acero, SAE 4140 ndB 230 Acero, SAE 4140 ndB 271 Acero, SAE 6140 ndB 240

0.05 0.0127 En seco 0.18 190 0.05 0.0127 En seco 0.18 159 0.05 0.0127 En seco 0.15 197

ACR-18-4-1

Metal monel ndB 215 0.1 0.0127 En seco 0.08 170 0.15 0.0255 En seco 0.074 127 0.1 0.0127 Em 0.08 185 0.1 0.0127 SMO 0.105 189

Estelita 2400

Acero, SAE 3240 recocido 0.187 0.031 En seco 0.19 215 0.125 0.031 En seco 0.19 240 0.062 0.031 En seco 0.19 270 0.031 0.031 En seco 0.19 310

Estelita No. 3 Hierro fundido, ndB 200 0.062 0.031 En seco 0.15 205

Carburo (T 64)

Acero, SAE 1040 recocido Acero, SAE 1060 recocido Acero, SAE 1060 recocido Acero, SAE 1060 recocido Acero, SAE 1060 recocido Acero, SAE 1060 recocido Acero, SAE 1060 recocido Acero, SAE 2340 recocido

0.062 0.025 En seco 0.156 800 0.125 0.025 En seco 0.167 660 0.187 0,025 En seco 0.167 615 0.25 0.025 En seco 0.167 560 0.062 0.021 En seco 0.167 880 0.062 0.042 En seco 0.164 510 0.062 0.062 En seco 0.162 400 0.062 0.025 En seco 0.162 630

*ACR = Acero rapido ** ndB = (numero de dureza Brinel) *** E.F= Estirado en frio


Cambios importantes en la geometría de la herramienta, profundidad de corte, y avance cambiarán el valor de la constante C y pueden causar un ligero cambio en el exponente n. En general, n es más una función del material de la herramienta de corte. El valor de n para los materiales comunes de las herramientas de corte es como sigue: • ACR (H.S.S.): n = 0.1 a 0.15 • Carburos: n = 0.2 a 0.25 • Cerámica: n = 0.6 a 1.0

5.4 DIMENSIONES DEL CORTE La vida útil Obtenida en función de la velocidad de corte también es influenciada por la dimensión del corte. La relación empírica entre la velocidad de corte para una vida útil del filo de la herramienta de 60 minutos el avance y profundidad de pasada nos da esta formula:

Donde • Vt = equivale a la velocidad de corte ( V60 ) en fpm.

• Ca = es una constante que depende del material de la herramienta y pieza sus valores

se ven en la tabla siguiente

• f = avance por revolución o por diente en pulgadas

• d = profundidad de corte en pulgadas

• x; y = exponente que de acuerdo a mecanizar acero o fundición nos da la sigiente

fórmula.

Para acero

Para fundicion gris

yxa

t fdC

V⋅

=

[ ]fpm 3.01.0 fdC

V at

⋅=

[ ]fpm 42.014.0 fdC

V at

⋅=


Valores de la constante Ca usada en las ecuaciones (60 minutos de vida de

herramientas)

Brinel

Maquinado de acero con herramientas de carburo

Maquinado de fundición con herramientas de

carburo Alto Grado Medio Otros Nodular Grafítica

100 161 122 65 .... 18.3 125 120 91 48 .... 15.4 150 95 72 38 .... 12.2 175 81 61 32 17 9.6 200 67 50 27 9.6 7.7 225 56 43 23 6.9 6.1 250 50 37 20 5.4 4.6 275 43 33 17 5 3.5 300 39 29 16 5

De estas ecuaciones se obtienen dos conclusiones:

1. Cuando se aumenta el avance de corte la velocidad debe decrecer para mantener la

misma vida útil de la herramienta

2. Sin embargo, cuando esto sucede la cantidad de material cortado por la herramienta

durante el mismo tiempo se incrementa considerablemente esto es especialmente

cuando aumenta la profundidad de corte porque el exponente 0.14 y 0.10 son

relativamente bajos.

Por último para dar un valor orientativo de las velocidades prácticas usadas en

manufactura trabajando con distintos tipos de herramientas y mecanizando materiales de

distintas resistencias a la tracción adjuntamos el siguiente gráfico



5.5 VELOCIDADES OPTIMAS DE CORTE Generalmente las velocidades de corte en los distintos procesos de mecanizado se determinan sin tener en cuenta las operaciones de carga y descarga de pieza puesta a punto de maquinas, control de medidas, afilado de herramientas, etc. Sin embargo la productividad de las plantas son afectadas por estos factores que están vinculados directa o indirectamente con la velocidad de corte A tal fin se debe determinar la velocidad optimas que presenta dos alternativas a a) Velocidad de corte a mínimo costo b) Velocidad de corte a máxima producción Estos don limites determinan la, zona de alta eficiencia de trabajo "High efficiency" que no puede apreciar en la figura 5.3 5.5.1 VELOCIDAD DE CORTE ECONOMICA Es la velocidad de corte que permite Obtener el costo mínimo de una operación de mecanizado en las condiciones de trabajo impuestas. Este valor depende del costo total por pieza que a su vez, es la suma de los siguientes factores a) Costo de mecanizado decrece con el aumento de la velocidad de corte b) costo de carga descarga y pasivos: se considera constante solo cambia con nuevos métodos de trabajo. c) Costos la cambio de herramientas aumenta con la velocidad de corte pues las filos de las herramientas se embotan con mayor frecuencia a mayor velocidad de trabajo a) Coste de reafilados y de herramientas con igual argumentación se incrementa con el aumente de la velocidad La relación entre los distintos factores económicos enumerados se gráficamente en la figura 5.4 En este gráfico se tienen los costos por pieza y las velocidades de corte en valores relativos. Las distintas curvas guardan relación de magnitud entre el si y son valores representativos de una operación tipo de mediana importancia En el gráfico es ve que el costo disminuye cuando aumenta la velocidad hasta que empiezan a ser sensibles los aumentos de costos de reafilados, de cambios de herramientas Terminando finalmente, elevando los costos con el aumento de la velocidad.


El costo total mínimo es obtiene a una velocidad relativa 100. A una velocidad relativa 50, el costo es aproximadamente 1/3 mas elevado que el valor mínimo y a una velocidad relativa 150, el costo se aproximadamente al 40 % mas alto que el costo mínimo. Se observa que a +/- 20 % de la velocidad de corte económica, el incrementando de costos es inferior al 5 %. Por lo tanto, puede adecuarse la velocidad de corte con la gama normal que presenta la mayoría de las máquinas herramientas sin afectar por esto la economía del proceso 5.5.2 VELOCIDAD DE CORTE DE MÁXIMA PRODUCCIÓN Es la velocidad de corte que permito obtener el mínimo tiempo en una operación de mecanizado en las condiciones de trabajo impuestas. Este valor depende del tiempo total por pieza que a su vez es la suma de los siguientes factores: Tiempo de carga descarga y pasivos: es constante y solo cambia con nuevos métodos de trabajo. Tiempo de mecanizado decrece con el aumento de la velocidad de corte Tiempo de cambio de herramientas aumenta con la velocidad de corte La relación entre los distintos factores enumerados se representa gráficamente en la figura 5.5. En este gráfico se tienen los tiempos por pieza y las velocidades de corte en valores relativos. De este gráfico se desprenden condiciones similares ya analizadas para el gráfico de la figura 5.4. Se aprecia que el tiempo total por pieza disminuye a medida que aumenta la velocidad de corte hasta que el tiempo de cambio de herramientas hace gravitar sus efectos provocando el incremento del tiempo total, a medida que prosigue el aumento de la velocidad En este caso el tiempo mínimo de producción por pieza se provoca a una velocidad de corte de aproximadamente 30 % mayor que la que corresponde a la velocidad de corte económica Es interesante resaltar que la velocidad económica requiere solo un aumento del 5 % del tiempo de producción correspondiente a la velocidad de corte para máxima producción Mientras que la velocidad de máxima producción provoca en la relación con la velocidad económica un aumento de costo del 15 % Analíticamente se determina la velocidad de corte económica (Vc econ.) y la velocidad de corte de máxima producción (Vc max.. prod.)


Estas velocidades pueden ser convertidas a tiempos de útil de herramientas tomando la relación de TAYLOR

Luego tenemos:

Donde:

costo mínimo de corte de Velocidad

11

2

4n

s

c

tkk

n

CeconV

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −

=

producción máxima de corte de Velocidad

11Pr nc

tsn

CodmaxV

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −

=

CVT n =⋅

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −= sECON t

kk

nT

2

411

sPRODMAX tn

T ⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −= 11

:

minmen ,producción Max. de corte de veloc..V

Taylor de formula laen const. Cmin.en a,herramient den sustitució de tiempo t

$en ,reafilados de totalnúmero elpor dividido asherramient dey reafilado de costo min

$en ,generales) gastos mas obra de (mano mecanizado de costo k

Taylor de formula la de exponente minmen economica, corte de velocidad

Prod. max.

s

4

2

=

===

=

=

=

k

n

Vecon


Estas formulas nos permiten comparar los tiempos mas recomendados de vida útil entre herramienta de distintas características. Si tenemos:

• n = 0.25 Para herramientas de metal duro

• n = 0.125 Para herramientas de acero rápido

• n = 0.5 Para herramientas de cerámica

Se tiene:

Fig 5.3

7 1n1 rapidos aceros Para

1 1n1 cerámicas Para

3 1n1 duros metales

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −=

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −=

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −=Para


Fig 5.4

Fig 5.5

Capitulo 6 – Materiales 1 de 28

6. MATERIALES PARA HERRAMIENTAS DE CORTE 6.1 INTRODUCCION Según portavoces de la Sociedad de Ingenieros de Manufactura - Society of Manufacturing Engeering (SME) - de los EUA, no existe ningún material para herramientas de corte que por sí solo pueda satisfacer todas las aplicaciones de mecanizado. Esto obedece a la extrema variedad de los requisitos y condiciones del mecanizado. Cada material para herramientas posee su propia combinación de propiedades que lo hace óptimo para una operación específica. Los materiales para herramientas están sujetos a intensos desarrollos. Esto es debido a una evolución que ha durado todo el siglo XX desde el simple acero al carbono utilizado antes del año 1900 para todos los trabajos de mecanizado y el advenimiento del acero rápido complementado desde los años 30 con los metales duros. El mecanizado de una pieza que en 1890 requería 100 minutos hoy pude realizarse en menos de un minuto. No es una exageración decir que los materiales de herramientas ha sido uno de los factores que más ha contribuido a ayudar a la moderna industria mundial La elección de una herramienta para una operación dada se realiza en base a varios factores: 1. Operación 2. Forma de la pieza y material 3. Máquina Herramienta 4. Condiciones de Corte 5. Acabado requerido 6. Estabilidad general 7. Costo de mecanizado Esto se explícita en la figura 6.1

Fig. 6.1


La figura 6.2 muestra una selección de materiales de herramientas relacionando entre si su capacidad de mantener su dureza con la variación de temperatura de trabajo

Materiales típicos :

C-8, C-50, C-5: Calidades de metal duro

T-15 Acero super rápido

T-1 Acero rápido 18-4-1

T-5 Acero rápido Acero tipo cobalto - tungsteno

CA Aleaciones fundidas

CTS Acero al Carbono

Ceramica

Fig 6.2


Cabe consignar que el material ideal para herramientas debe:

• Ser tenaz, para resistir desgaste de flanco y deformación • Tener alta tenacidad, para resistir fracturas. • Ser químicamente inerte a la pieza de trabajo. • Ser químicamente estable, para resistir oxidación y disolución. • Tener buena resistencia a cambios bruscos de temperatura.

En un gráfico figura 6.3 podemos representar los distintos materiales en uso relacionados con su resistencia al desgaste a través de su dureza.


Fig.6.3


6.2 ACEROS RÁPIDOS Hay dos tipos de aceros rápidos, al molibdeno y al tungsteno. Todos contienen sobre un 4% de cromo Y cuantías variables de carbono y vanadio (ver tabla 6.1). Como se vio en los gráficos 6.2 y 6.3 el limite térmico de 500°C de los aceros rápidos requiere el empleo de velocidades de corte inferiores a las pertinentes a los carburos, los materiales cerámicos y otros. Los aceros rápidos, sin embargo, poseen gran resistencia al desgaste, y su capacidad para aguantar las cargas de choque de cortes interrumpidos es mayor que la de los útiles de carburo. A pesar del uso en aumento de los carburos y otros materiales, se estiman que los aceros rápidos se emplean aproximadamente en el 60% de todas las operaciones de corte. La mayoría de las brocas, escariadores, machos y peines de roscar, fresas rádiales y herramientas talladoras de engranajes se fabrican de aceros rápidos, los cuales también se utilizan para útiles de perfiles intrincados, como las herramientas perfiladas. La mayor parte de las brochas (escariadores) y muchas herramientas para tornos y cepilladoras, se fabrican de aceros rápidos. Las herramientas de aceros rápidos se prefieren para operaciones con bajas velocidades de corte; para maquinas herramienta más viejas, menos rígidas y de menor potencia, y para casos que requieren buen acabado superficial. Con frecuencia: son óptimas para cortes interrumpidos, operaciones en materiales de mecanizado difícil como los aceros endurecidos térmicamente, las aleaciones de titanio y algunos materiales para altas temperaturas. La preferencia por los útiles de aceros rápidos obedece a su costo relativamente bajo, su buena resistencia al desgaste, su tenacidad y su adaptabilidad, y al hecho de que estos aceros sirven bien para herramientas de corte de casi todos los tipos. Cuando en su composición química incluyen cobalto se los denominan aceros super rápidos La selección de los aceros rápidos se realiza a través de su composición química. A partir de la década de los 70 se comenzó a aplicar también en los aceros rápidos los procesos de recubrimiento


Tabla 6.1 Análisis de composición y características generales

AISI DIN 17006 DIN 17007 C Cr Mo W V Co

HRc Tipica

Indice de resist

desgaste

Indice de tenacidad relativa

T 1 13,355 B 18 0.70 4.- - 18.- 1.- - 62-65 4,0 6,5 T2 13,245 - 0.80 4.- - 18.- 2.- - 62-65 5,1 T 3 - - 1.05 4.- - 18.- 3.- - 62-65 - - T4 13,255 E 18 CoS 0.75 4.- - 18.- 1.- 5.- 63-66 - T5 131,249 - 0.80 4.- - 18.- 2.- 7.- 63-66 5,3 3,4 T6 13,357 C 18 0.80 4.5 - 20.- 1,50 12.- 63-66 - T7 - - 0.75 4.- - 14.- 2.- - T8 13,251 E Co 5 0.75 4.- - 14.- 2.- 5.- T9 - - 1.20 4.- - 18.- 4.- - T15 13,202 E V 4 Co 1.50 4.- - 12.- 5.- 5.- 64-67 9,1 2,7 M 1 13,346 B Mo 9 0.80 4.- 8.- 1,50 1.- - 62-65 4.- 8.- M 2 13,343 DMo5 0.80 4.- 5.- 6.- 2.- - 63-66 5,2 7,2 M 3 13,344 E Mo 5 V 3 1.00 4.- 5.- 6.- 2,70 - 63-66 7,2 4,8 M 4 - - 1.30 4.- 4,50 5,50 4.- - 63-66 8 4,7 M 6 - - 0.80 4.- 5.- 4.- 1,50 12.- M 7 13,348 BMo 9V 1.00 4.- 8,75 1,75 2.- - 63-66 7,4 M 8 - - 0.80 4.- 5.- 5.- 1,50 1,25

Cb - -

M 10 - - 0.85 4.- 8.- 2.- - - 62-65 5,4 7,2 M 15 - - 1.50 4.- 3,50 6.50

.- 5.- 5.- 64-67 - -

M 30 - - 0.80 4.- 8.- 2.- 1,25 5.- 63-66 - M 34 - - 0.90 4.- 8.- 2.- 2.- - 63-66 - M 35 13,243 E Mo5 Co5

0,80 0.80 4.- 5.- 6.- 2.- 5.- - - -

M 36 - - 0.80 4.- 5.- 6.- 2.- 8.- 64-66 5,2 4.- M 43 - - 1.19 3;75 8.- 2,70 1,60 8,25 66-69 9.- 4.- - M 50 - - 0.80 4,10 4,25 0,15 1.- - 61-63 - M 52 - - 0.88 4.1 4,50 1,10 1.85 61-63 -


ACEROS FABRICADOS POR PULVIMETALURGIA A fines de los años 60 se desarrollo en Suecia (en la firma Stora) un nuevo tipo de acero para herramientas. Su característica principal es que están fabricados por pulvimetalurgia esto le confiere ventajas con respecto a la segregación típica de los aceros de herramientas y se consigue mejor estructura (mas homogénea). No tienen diferencia en la composición química con respecto a un acero rápido convencional. Se los conoce por el nombre comercial de los fabricantes – ASP, CPM Rex, etc. A continuación se muestra dos micrografías para un acero rápido convencional (Fig 6.4A) los carburos son muchos mas grandes y uno fabricado por pulvimetalurgia (Fig 6.4 B) carburos mas pequeños y mas homogénea la estructura ambos tienen la misma composición química

Sin embargo se obtienen pese a ser la misma composición química unas características muy superiores en los aceros fabricados por pulvimetalurgia ver fig 6.5

Fig 6.4 A Fig 6.4 B

Fig 6.5


6.2 ALEACIONES FUNDIDAS (STELLITES) La composición química típica es: 45 % de cobalto, 35 % cromo, 18% tungsteno, 2 % carbono no contienen hierro solo como impureza Las aleaciones fundidas de cromo y tungsteno, pero principalmente de cobalto (con un contenido hasta del 47%) son materiales de gran dureza en caliente y resistencia a la ruptura transversal, buena resistencia al desgaste abrasivo, al choque térmico y mecánico, y además son de un bajo coeficiente de rozamiento contra cualquier material de labor. Las aleaciones de cobalto pueden remover grandes cantidades de metal en un tiempo corto. Las herramientas cortantes de aleaciones de cobalto se escogen a veces como útiles de tipo intermedio, o sea, para uso en operaciones que son demasiado rápidas para los acero rápidos, pero demasiado lentas para los metales duros. Resultan especialmente ventajosas para máquinas con montajes de herramientas múltiples, cuyas velocidades de husillo limitadas, y cuando varias operaciones han de ejecutarse con velocidades de corte ampliamente variables. En tales casos, al menos una, y con frecuencia varias de las herramientas, no pueden actuar en condiciones de corte óptimas porque las necesidades de una de ellas dictan las velocidades de las demás. Las aleaciones fundidas de cobalto se adaptan a tales condiciones variables y permiten acortar los ciclos del mecanizado. Son menos propensas que los carburos a fracturarse o astillarse y son más resistentes al calor que los aceros rápidos. Resultan especialmente eficaces para operaciones de tronzar y ranurar, y pueden trabajar en una amplia variedad de materiales metálicos y no metálicos, incluso los hierros fundidos y maleables, las aleaciones de níquel y de titanio, aluminio, latón, bronce, grafito y materiales plásticos. 6.4 CARBURO CEMENTADO (METALES DUROS) Como su nombre lo indica, el carburo cementado es un material para herramienta hecho de partículas duras de carburo, cementadas mediante un aglutinante. Tiene una ventajosa combinación de propiedades para corte de metal, y con el acero de alta velocidad ha dominado el corte de metal realizado a velocidades de corte más altas. El perfeccionamiento durante los últimos 60 años ha sido intenso, pues se logró considerable mejoría en la productividad alcanzada de un borde cortante. Los carburos cementados con revestimiento (descritos por separado) han predominado hasta el punto en que los grados sin recubrimiento ya no aparecen entre los recomendados. Los carburos cementados sin recubrimiento ahora son para aluminio, usos especiales y como equipo de reserva. Es útil una introducción básica a esto que es el paso que tanto ha influido en el corte de metales. El carburo cementado es un producto metalúrgico en polvo, hecho básicamente con varios carburos diferentes con un aglutinante. Estos carburos son muy duros y los de carburo de tungsteno (WC), carburo de titanio (TiC), carburo de tántalo (TaC), carburo de niobio (NbC) son los principales. El aglutinante suele ser cobalto (Co), pero, además, los carburos son solubles entre sí y pueden formar un carburo cementado sin un aglutinante metálico separado. Las partículas duras pueden variar en tamaño, entre 1 y 10 micrones y, por lo general, constituyen de 60% al 95% en volumen del material.


6.5 CLASIFICACIÓN ISO La clasificación ISO es un mero comienzo cuando tomamos en cuenta una herramienta para una aplicación. El análisis siguiente es para encontrar todas las posibles calidades partiendo de las descripciones que hacen cada suministrador de sus materiales. La operación debería ser descrita y emparejada con la descripción de la calidad, y entonces la prueba de mecanizado puede comenzar. El análisis debe tener como objetivo el conseguir el costo más económico de mecanizado. La clasificación ISO se refiere solo a los metales duros y no hace referencia a las cerámicas, Coronite, CBN o PCID ni a algunos materiales a mecanizar. (La clasificación ISO está en proceso de modificación). La clasificación ISO se divide en tres áreas (ver fig 6.6) P azul - representando el mecanizado de materiales de viruta larga como los aceros, aceros fundidos, aceros inoxidables y fundiciones maleables. M amarilla - representando el mecanizado de materiales más difíciles como los aceros inoxidables austenítico, materiales resistentes al calor, aceros al manganeso, aleaciones de hierro fundido etc, K roja - representando el mecanizado de materiales de viruta corta como fundición, aceros endurecidos y materiales no ferrosos como el aluminio, bronce, plásticos, etc. Dentro de cada área principal hay números que indican las diferentes exigencias de mecanizado, desde el desbaste hasta el acabado. Comenzando en el grupo 01, el cual representa el acabado en torneado y mandrinado sin cortes interrumpidos y a elevadas velocidades de corte, avances pequeños y pequeñas profundidades de corte. Luego pasamos al área de semi desbaste o semiacabado en el campo medio 25 y continuando hasta el grupo 50 para desbastes a bajas velocidades de corte y gran volumen de viruta arrancada. Las demandas para resistencia al desgaste (WR) y tenacidad (T) varían con el tipo de operación y aumentan hacia arriba y hacia abajo, respectivamente. A continuación representamos en un triángulo el equilibrio existente entre las distintas propiedades que debe considerar las distintas calidades de metal duro.

Fig 6.6


Cuadro orientativo de la propiedades de corte de las distintas calidades de metal duro (de acuerdo a ISO)

Tabla de equivalencias

ISO JIC

P10 C7 P20 C6 P30 C5 M10 C7 M20 C6 K01 C4 K10 C3 K20 C2 K30 C1

P 01

P 20

P 10

P 40

K 10

K 20

K 30

M 10

M 30

Máxima Resistencia al choque

Max resist a la abrasión y temp.

Resist combinada al desgaste (B) y

choque

Resist combinada al crater (A) y

choque

Max. resist al Crater (A)

Max. resist al desgaste del filo por formación de

faja (B)


6.6 CARBUROS CEMENTADOS CON RECUBRIMIENTO Uno de los avances más importantes en el perfeccionamiento de materiales para herramientas de corte se logró hacia fines de la década de los sesenta con la introducción de carburos cementados con un recubrimiento muy delgado de carburo. La capa de carburo de titanio era de sólo micrones de espesor, pero de la noche a la mañana cambió el rendimiento de las herramientas de carburo. Al cambiar a un inserto de carburo cementado, de un inserto sin recubrimiento, la velocidad de corte y la duración de la herramienta aumentaron considerablemente. El efecto del recubrimiento continúa mucho después que se haya desgastado aún de manera parcial, con lo cual resulta en una reducción del desgaste por cráteres cuando se maquina acero. Se pueden resistir temperaturas, velocidades y avance más altos de la misma manera. Los carburos con recubrimiento (CC) lograron romper el talón de Aquiles del carburo cementado y de los materiales para herramientas de corte en general, es decir, la resistencia al desgaste disminuye conforme aumenta la tenacidad (figura 6.7), conserva la combinación ideal fuera de alcance y obliga a los usuarios a trabajar en una serie de grados intermedios. Los carburos con recubrimiento constituyen un material para herramienta de corte mucho más cercano al ideal, y continúan formándose nuevas combinaciones. Desde entonces el límite se ha modificado y ampliado continuamente con nuevas generaciones de grados de carburos con recubrimiento. Más de 75% de las operaciones de torneado, y más de 40% de las de fresado, se realizan en la actualidad con carburos con recubrimiento. Actualmente, casi todos los grados de carburos cementados de primera calidad para tornear son con recubrimiento; predominan en todas partes y representan las tres cuartas partes del consumo de insertos rotatorios, con lo que el rendimiento y la confiabilidad han mejorado de manera considerable desde su introducción. En años recientes, los grados con recubrimiento se han perfeccionado y han tenido amplia aceptación en herramientas para fresas y taladros, así como en maquinado de hierro fundido y acero. Los principales materiales de recubrimiento son carburo de titanio (TiC), nitruro de titanio (TiN), cerámica-óxido de aluminio (Al2O3) y carbonitruro de titanio (TiCN). El carburo de titanio y el óxido de aluminio son materiales muy duros con gran resistencia al desgaste y son químicamente inertes, con lo que resulta una barrera química y térmica entre herramienta y viruta. El TiN es un material menos duro, pero contiene menor coeficiente de fricción a las caras del inserto y mejor resistencia a la formación de cráteres. La moderna tecnología de recubrimientos se ha perfeccionado para trabajar con las más altas temperaturas necesarias para todo tipo de recubrimientos y dar al inserto las propiedades deseadas (figura 6.8). Varias combinaciones de múltiples recubrimientos se están mejorando continuamente para darles las mejores propiedades con los materiales de recubrimiento.


Evolucion de los carburos cementados recubiertos (CC)

Fig 6.7

Fig 6.8


Se han establecido combinaciones para obtener grados con amplios límites de aplicación con alta resistencia al desgaste en muchos aspectos, y para mantener dureza en caliente y evitar afinidad con materiales de piezas de trabajo. Junto con las mejoras en recubrimientos se han logrado mejoras en sustratos de insertos y en los procesos de manufactura. Mientras que el primer grado recubierto era un carburo cementado (con suficiente tenacidad) con una capa de carburo de titanio metalúrgicamente ligada al mismo, los grados con recubrimiento actuales tienen sustratos y procesos finamente adaptados para satisfacer las propiedades deseadas del grado con recubrimiento y eliminar posibles riesgos. Por ejemplo, el carbono libre presente en el sustrato, y en especial en la superficie, junto al recubrimiento, tiene un efecto negativo en las propiedades del borde cortante. Del mismo modo, la existencia de una composición quebradiza de cobalto, tungsteno y carbono, llamada fase (eta) η, que significa que no tiene contenido suficiente de carbono, será negativa para toda la vida útil del inserto. El carbonitruro de titanio, no obstante ser una buena capa adherente, contiene carbono y necesita una barrera para el calor, Por esta razón, combina bien con una barrera térmica estable como lo es el óxido de aluminio, en el exterior. El sustrato debe tener la cantidad correcta de ductilidad y ser complementado por el recubrimiento para tener dureza y protección. El óxido de aluminio y el nitruro de titanio, combinados con el recubrimiento intermedio correcto, forman capas exteriores con propiedades diferentes, pero excelentes, para adaptarse a diversas aplicaciones: resistencia al desgaste, barrera química y térmica, baja fricción y resistencia a la formación de acumulaciones en el borde, cuando sea aplicable. Los carburos cementados con recubrimiento son grados de primera clase para la mayoría de operaciones de torno, fresa y taladro en casi todos los materiales. Los grados tienen gran variedad de aplicaciones, que incluyen clases como la P05 a P40, M10 a M25 y K01 a K25.


6.7 PROCESOS DE RECUBRIMIENTO Las mejoras en la adherencia entre las diferentes capas de recubrimiento y los sustratos del inserto han llevado a nuevas generaciones de carburos cementados con recubrimiento. Éstos tienen una, dos, tres o más capas para combinar las diversas propiedades que ofrece cada tipo de material de recubrimiento. El grosor de las capas en insertos rotatorios varía entre 2 y 12 micrones (el promedio de un pelo humano tiene un diámetro de 75 micrones). Los carburos cementados con recubrimiento se fabrican al poner capas en insertos, principalmente mediante la técnica de deposición química de vapor (CVD) (figura 6.9). La combinación de una

Fig 6.10 Sinterización

Fig 6.9


composición optimizada de sustrato y el proceso desarrollado de CVD lleva a la manufactura de una generación de carburos cementados con recubrimiento para tornear, fresar y taladrar. Básicamente, el recubrimiento CVD se realiza mediante reacciones químicas de diferentes gases. En el caso del recubrimiento con carburo de titanio: hidrógeno, cloruro de titanio y metano. Los insertos se calientan a alrededor de 1,000 °C. Al igual que la sinterización (figura 6.10), esto es un proceso cuidadosamente controlado en donde el contenido de carbono, libre o en fase eta η, tiene que vigilarse por medio de una etapa extra de carburización, antes del recubrimiento El recubrimiento del óxido de aluminio se obtiene de modo semejante que el de nitruro de titanio, con otros gases, cloruro de aluminio o gas nitrógeno, respectivamente. El proceso CVD es adecuado para aplicar capas múltiples porque es relativamente fácil de regular respecto a los diversos gases. Se pueden realizar diversos tipos de recubrimiento en el mismo equipo. El proceso CVD actual ya está perfeccionado y automatizado, y tiene uso generalizado ya que se puede recubrir casi cualquier sustrato de inserto con una capa uniforme y homogénea, y la adherencia entre capa y sustrato es excelente. El óxido de aluminio se puede recubrir a un sustrato tenaz, con lo que se obtienen insertos recubiertos con muy alto rendimiento y confiabilidad. Un proceso complementario de recubrimiento, que se utiliza en menor medida para carburo cementado, es el método de deposición física de vapor (PVD) (figura 6.11). Este proceso se utiliza ampliamente para recubrir aceros de alta velocidad y en alguna medida se puede utilizar para recubrir carburo cementado, aunque es necesario adaptar cuidadosamente el proceso al material del inserto; se utilizan temperaturas de alrededor de la mitad del CVD (500°C). El proceso PVD es bueno para recubrir herramientas muy afiladas y con perfiles, por ejemplo, fresas radiales o universales y brocas y, en cierta medida, insertos para roscar. El proceso se basa en el principio de que el material de recubrimiento pasa de una fuente de material al sustrato, ya sea por vaporización o por depósito electrónico. Existen variantes e estos procesos, ya que son de uso muy generalizado por fabricantes de aceros de alta velocidad El proceso PVD ocurre a temperaturas de alrededor de 500°C. Por ejemplo, el titanio e ioniza con un haz electrónico enfocado como fuente de energía, para formar una corriente de plasma. Junto con el nitrógeno, éste se deposita en el inserto. Usualmente, un recubrimiento DFV es más delgado que un recubrimiento comparable de CVD. En el proceso CVD, un recubrimiento más grueso significa mejor resistencia al desgaste, en especial con óxido de aluminio, hasta un espesor de 12 micrones.


APLICACIÓN DE CADA TIPO DE RECUBRIMIENTO

Hv Br Bo CoF VB KT T

TIC 3000 X XX XX XX X XX

AL2O3 2300 XX X X X XX X

TiN 2200 XX XX XX X X XX

TiCN X XX X XX X XX

• Hv: dureza; • Br barrera efectiva ante las reacciones químicas perjudiciales y prevención del

efecto del calor sobre la placa durante el mecanizado • Bo: facilidad de adhesión con el substrato de la placa • CoF: coeficiente de fricción • VB: resistencia al desgaste en incidencia • KT: resistencia al desgaste en cráter • T: tenacidad

Fig. 6.11


6.8 CERMETS - CARBUROS CEMENTADOS

Cermet es el nombre colectivo para carburos cementados donde las partículas duras se depositan Al en carburo de titanio (TiC), carbonitruro de titanio (TiCN) y/o nitruro de titanio (TiN) en lugar de carburo de tungsteno (WC). El nombre proviene de CERámica/METal, como partículas de cerámica en un aglutinante metálico. Se puede afirmar que los cermets, como producto metalúrgico en polvo, son carburos cementados y que todos los metales duros son cermets, pero, en la práctica, los cermets han llegado a denotar carburos cementados con base en titanio en lugar de carburo de tungsteno. Los cermets no son nuevos, a pesar de su creciente uso en años recientes. Esto se debe más a la mejora de los grados de cermet, mejor estabilidad, velocidades y condiciones, así como la tendencia hacia piezas de trabajo casi terminadas. Los grados con base en titanio se hicieron en 1929 y han tenido considerable mejoría; al principio eran difíciles de hacer y eran muy quebradizos. Al agregárseles molibdeno (Mo) para formar carburo de molibdeno (M02C) y mejores técnicas de manufactura, se obtuvieron razonables grados P01 ISO. Con más nitruro de titanio y aglutinante se obtuvo más tenacidad. De ser un material relativamente quebradizo para herramienta, los cermets han adquirido mejor tenacidad para realizar operaciones exigentes. No es sólo un material de acero ligero para acabado, sino que, hoy en día, hay grados para fresar y tornear acero inoxidable, etc. Los cermets tienen alta resistencia al desgaste en su cara de trabajo y a cráteres. • Alta estabilidad química y dureza en caliente. • Baja tendencia a que se formen cuñas de metal que se adhieren al filo de la cuchilla. • Baja tendencia a desgaste por oxidación. Los grados del cermet en la actualidad incluyen aplicaciones de P01 a P20, M05 a M15 y K01 a K10 en torneado. Para fresado, P01 a P30 y M01 a M25. Esto significa rangos de aplicación que abarcan operaciones de fresado de uso general también en materiales

Fig 6.13

Fig 6.12


tenaces. Las mejoras en resistencia a cambios bruscos de temperatura indican que los cermets pueden ser adecuados para ciertas operaciones de fresado. Con su bajo porcentaje de desgaste, presentan vidas útiles prolongadas de herramientas durante las cuales dan alta precisión y textura de superficie. Los cermets están experimentando un perfeccionamiento más intenso que llevará a grados aún mejores para su aplicación en campos para los que son más apropiados. Los cermets son ventajosos para altas velocidades de corte, combinadas con avances y profundidades de corte más bajas y cuando la precisión y acabado son criterios para la operación. Las condiciones de maquinado deben ser idealmente estables y sin cortes interrumpidos graves. Con frecuencia un afilado borde cortante de larga duración es ventajoso para maquinado de alto volumen de componentes, cuando la tolerancia de maquinado se conserva dentro de límites. En comparación con carburos cementados a base de tungsteno y carburos con recubrimiento, los cermets tienen las siguientes propiedades:

• Casi la misma resistencia de borde a cargas constantes menores. • Mejor capacidad y mayor duración para mejores acabados. • Mejor capacidad para altas velocidades de corte. • Más alta resistencia al desgaste de escotaduras por oxidación en el borde

posterior. • Mejor capacidad para producir buen acabado en materiales dúctiles y revestidos,

con menor formación de metal que se adhiere el filo de la cuchilla (BUE). Los cermets están muy orientados hacia propiedades de acabado y, en alguna medida, de semiacabado, y explican su idoneidad en varias aplicaciones selectivas. Al cambiar a las propiedades más exigentes de semiacabado y desbaste de una herramienta de corte, los cermets tienen:

• Deficiente resistencia a rapideces de avance más bajas y más altas. • Deficiente tenacidad a cargas variables medianas y pesadas. • Deficiente resistencia al desgaste por abrasión (AW). • Deficiente resistencia al desgaste de entalladuras en el borde delantero debido a

desgaste mecánico. • Deficiente resistencia para cargas de choque.

La comparación completa ilustra por qué el carburo cementado de tungsteno y los carburos recubiertos han dominado la aplicación y continuarán así. Los cermets están encontrando aplicaciones dentro de los parámetros de sus propiedades y, de conformidad con el continuo perfeccionamiento de insertos "casi de acabado", para cortar metal. La gráfica siguiente ilustra tres curvas típicas de duración de herramienta (T), trazadas para velocidad de corte y avance, y muestra la forma en que, para una aplicación adecuada, se presenta un punto de ruptura entre el carburo recubierto y los cermets, en tanto que el carburo sin recubrimiento base tungsteno mantiene una posición bajo las dos (figura 6.12). Las operaciones de perfilado difíciles no son aplicaciones adecuadas para cermets, que son ventajosos para copiado ligero de trabajos más pequeños, bien establecidos, con


velocidades de moderadas a altas, velocidades de avance medianas y donde la relación entre la duración de la herramienta y el acabado sea el criterio en condiciones favorables. Para fresado, los cermets tienen un uso desde operaciones de acabado uso en general para una amplia variedad de materiales. Se pueden utilizar altas velocidades de corte con avances moderados y profundidades de corte grandes, pero debe evitarse el desgaste por abrasión ocasionado por la cascarilla de óxido (de fundición). La más alta tenacidad de grados de cermets para fresar indica que también el maquinado de acero inoxidable, incluyendo el austenítico, así como el de aceros bastante duros, es una operación apropiada. En comparación con las amplias posibilidades de aplicación de carburos cementados recubiertos, base tungsteno, los cermets mantienen una sección minoritaria. Continúan siendo una buena opción para ciertas operaciones de acabado, en que intervienen en especial materiales grasos 1, y criterio de duración de herramienta de límite estrecho, donde la más alta dureza a altas temperaturas y menor tendencia a la difusión se utilizan mejor. Sin embargo, los cermets pueden ser una solución interesante a problemas y deben verse como una alternativa para mejorar la productividad en operaciones selectivas (figura 6.13). 6.9 CERÁMICA En la actualidad, cerámica es un nombre genérico para diferentes materiales de herramientas de corte). En tiempos recientes, las herramientas de corte de cerámica se utilizaron primero a principios del siglo XX, junto con aceros de alta velocidad. Estas primeras herramientas de óxido cementado eran muy quebradizas, lo que ocasionaba duración generalmente inconsistente de las herramientas debido a una mezcla de deficiente calidad de manufactura y aplicación incorrecta. Los productos de cerámica han experimentado considerable avance y los insertos actuales, no son comparables a los primeros. También la maquinaria y los métodos de aplicación han cambiado para adaptarse a la excelente productividad que puede ofrecer la cerámica. No obstante lo anterior, este adaptable material representa todavía sólo un pequeño porcentaje de los materiales para herramientas de corte que se utilizan, siendo aplicado principalmente al maquinado de piezas de hierro fundido, aceros duros y aleaciones resistentes al calor. Las herramientas de corte hechas de cerámica son duras, con alta dureza en caliente, y no reaccionan con los materiales de la pieza de trabajo. Son durables y pueden maquinar a altas velocidades de corte. Se logran altas velocidades de remoción de metal en la aplicación correcta. Algunas de las principales diferencias de propiedad entre la cerámica no metálica cuando se compara con el acero son una densidad de alrededor de un tercio del acero y muy alta resistencia a la compresión, en relación con su resistencia a la tracción, en tanto que el acero está mas equilibrado; no hay alargamiento plástico como el del acero y es extremadamente quebradiza; el módulo de elasticidad para la cerámica pura es casi el doble que el del acero; los productos de


cerámica tienen muy baja conductividad térmica, en tanto que la conductividad del acero es alta.' Existen dos tipos básicos de cerámica:

1. Con base en óxido de aluminio (Al2O3). 2. Con base en nitruro de SiliCiO (Si3N4).

6.9.1 MATERIAL DE CERÁMICA CON BASE EN ÓXIDO DE ALUMINIO La cerámica con base en óxido de aluminio (alúmina) se divide en:

1. Pura. 2. Mezclada. 3. Reforzada.

El material de cerámica pura con base en óxido tiene resistencia y valores de tenacidad bajos, así como baja conductividad térmica. Obviamente, éstos no son los mejores valores que se deben tener para el corte de metales y ocasionan que el borde cortante se fracture si las condiciones no son las correctas. La adición de pequeñas cantidades de óxido de circonio a la composición mejora de manera considerable las propiedades de la cerámica pura. El mecanismo que los grados de circonio ofrecen significa dureza mejorada. La durabilidad, densidad y uniformidad de los tamaños de granos son factores importantes, al igual que las diversas cantidades de circonio agregado para adaptarse a la aplicación. Cualquier porosidad deteriora el rendimiento de la herramienta. La cerámica pura es blanca si se fabrica mediante prensado en frío, y gris si se prensa en caliente. El material de cerámica mezclada, con base en óxido de aluminio, tiene mejor resistencia a cambios bruscos de temperatura mediante la adición de una fase metálica. Este tipo es menos sensible al agrietamiento debido a la mejor conductividad térmica. La mejora es relativa y la tenacidad alcanzada no se puede comparar a la de carburos cementados. La fase metálica consiste en carburo de titanio y nitruro de titanio de 20 a 40% de contenido. Existen otros aditivos que se producen por prensado en caliente, dejan los insertos de color negro y con una variedad de aplicación mucho más amplia para abarcar la mayoría de las operaciones y materiales para los que es apropiada la cerámica. La cerámica reforzada con base en óxido de aluminio es un perfeccionamiento relativamente nuevo. Este tipo también se llama cerámica de fibra reforzada, de una fibra monocristalina llamada bigote. Estos bigotes miden sólo un micrón de diámetro, aproximadamente, con una longitud de más de 20 micrones, por lo que son muy fuertes y hechos de carburo de silicio. El efecto de este refuerzo es muy grande. La tenacidad, la resistencia mecánica y resistencia a cambios bruscos de temperatura aumentan de manera considerable y los grados tienen alta dureza en caliente y resistencia al desgaste. Este nuevo material para herramientas está experimentando importantes avances como los mecanismos de reforzamiento en el material se mejoran y ponen en uso, como por


ejemplo la obstaculización a la propagación de grietas en el material. Los bigotes constituyen alrededor de 30% del contenido. Manufacturado mediante prensado en caliente, lo que distribuye las fibras de manera ventajosa, los insertos son verdes. La dureza equilibrada, tenacidad y resistencia a cambios bruscos de temperatura, significan que estos grados de cerámica pueden realizar más aplicaciones que demandan resistencia en las que intervienen aleaciones resistentes al calor, el acero endurecido y hierro fundido, así como cortes interrumpidos. 6.9.2 MATERIAL DE CERÁMICA CON BASE EN NITRURO DE SILICIO La cerámica con base en nitruro de silicio es un material por completo diferente y mejor que la cerámica con base en óxido de aluminio en choques de parada a térmicos y para tenacidad. Es la primera opción para maquinar hierro fundido gris con muy altas velocidades de remoción de metal. El hierro fundido gris es relativamente fácil de maquinar, pero presenta demandas al material de la herramienta cuando se maquina a altas velocidades de remoción y altas velocidades cuando se necesita de dureza en caliente, resistencia, tenacidad y resistencia a cambios bruscos de temperatura, así como estabilidad química. La cerámica con base en nitruro de silicio es excelente para mantener la dureza en caliente a temperaturas más altas que las apropiadas para carburo cementado, y es más resistente que la cerámica con base en óxido de aluminio. A pesar de que no tiene la estabilidad química de la cerámica con base en óxido de aluminio al maquinar acero, es excelente para maquinar hierro fundido gris en seco y húmedo y a velocidades de corte de más de 450 m/min. La cerámica de nitruro de silicio es un material en que los cristales más largos de nitruro de silicio se encuentran en un aglutinante y las propiedades se determinan por la composición. La producción n es mediante prensado en frío y sinterización, o con más ventaja, mediante prensado en caliente y esmerilado en la forma deseada. También es un material relativamente nuevo, creado desde 1970, y con aplicaciones también como material de construcción para componentes de alto rendimiento en motores, etcétera. Los campos principales de aplicación para la cerámica son el hierro fundido gris, aleaciones resistentes al calor, aceros endurecidos, hierro nodular y, en alguna medida, acero. Para maquinado de desbaste y acabado de hierro fundido gris, la cerámica pura de óxido de aluminio ofrece buen rendimiento, en especial cuando no haya inclusiones de fundición o cascarilla. La cerámica de nitruro de silicio resiste bien cortes intermitentes y cuando varían las profundidades de corte. Los grados mezclados de óxido de aluminio son buenos para acabado cuando la textura de la superficie es el criterio de duración de la herramienta. Esto se debe a la mejor resistencia al desgaste de entalladuras, que directamente afecta el acabado. Para aleaciones resistentes al calor, el descubrimiento de materiales de cerámica se ha traducido en un rendimiento mucho mejor. Después de haber sido maquinados previamente por carburos cementados sin recubrir, las herramientas de cerámica trabajan bien con estos materiales mediante el maquinado a velocidades de corte mucho más altas y duran varias veces más. Generadoras de alta resistencia a altas temperaturas y gran desgaste por entalladuras, las aleaciones


resistentes al calor, como por ejemplo las aleaciones con base de níquel, son ,maquinadas con ventaja por la cerámica mezclada y reforzada con base en óxido de aluminio. La correcta aplicación del método es vital porque la profundidad de corte localizada tiene una tendencia al desgaste distribuido sobre el borde de corte. El acero endurecido y el hierro fundido endurecido superficialmente son campos de acción del torneado de piezas duras que mejora por el maquinado con materiales de cerámica. Los grados mezclados y reforzados con base de óxido de aluminio, así como aquéllos con base de nitruro de silicio, son buenos para estas aplicaciones porque pueden resistir las demandas de resistencia a cambios bruscos de temperatura y dureza en caliente. Las operaciones varían considerablemente con las piezas de trabajo que pueden ser en forma de rodillos duros, con diversas condiciones de superficie, hierro fundido endurecido superficialmente y componentes de acero soldado o con recubrimiento por aspersión. El torneado de piezas de acero endurecido ha sido muy satisfactorio para sustituir operaciones de esmerilado. La resistencia al desgaste y la estabilidad química de los modernos grados de cerámica han dado mejor productividad en esté campo de trabajo. Para hierro fundido endurecido superficialmente, la capacidad de resistir el desgaste por abrasión es vital debido a los carburos duros. El maquinado de acero en general está dominado por los carburos cementados con recubrimiento porque la tenacidad es una propiedad importante, en especial a las menores velocidades que se encuentran en general. Por desgracia, los grados más tenaces de la cerámica, la cerámica con base en nitruro de silicio, no son químicamente estables en maquinado ferroso (con excepción del hierro fundido gris) y, en general, los otros grados carecen de suficiente tenacidad para encontrar amplias posibilidades de aplicación. Del mismo modo, la cerámica reforzada es demasiado baja en estabilidad química en el maquinado de acero. La aplicación exitosa de productos de cerámica depende de la adaptación entre los tipos de operaciones, condiciones de maquinado, material de la pieza de trabajo, rendimiento de la máquina-herramienta, estabilidad general, el método por el cual se realiza el maquinado y la preparación del borde cortante, en especial en lo referente a chaflanes de refuerzo y presentación al corte. 6.10 CORONITE El Coronite es un nuevo material de corte que combina la tenacidad del acero de alta velocidad con la resistencia al desgaste del carburo cementado (figura 10.22). Estas propiedades permiten a las fresas universales maquinar más rápido que otras herramientas semejantes en este campo, con mejoras en duración de la herramienta, confiabilidad y acabado superficial. Es un material para herramientas de corte creado para maquinar acero, pero también funciona bien en titanio y diversas aleaciones ligeras. El Coronite resuelve una necesidad de aplicación que ha existido entre el carburo cementado y el acero de alta velocidad, y también tiene la capacidad de aumentar la productividad de herramientas que están hechas por lo general de acero de alta velocidad.


Las herramientas de corte de la actualidad, en su mayoría limitadas a fresas universales, son apropiadas para operaciones de maquinado que van de desbaste a acabado y para el corte de ranuras, cavidades y perfiles. Estas herramientas forman una nueva alternativa de alto rendimiento a herramientas de acero de alta velocidad y son apropiadas para casi todos los materiales de piezas de trabajo. La clave para las nuevas propiedades del nuevo material de Coronite está en el tamaño del grano y la avanzada técnica para producir y manejar granos extremadamente pequeños de nitruro de titanio (TiN), de sólo 0. 1 micrones. (Esto se puede comparar con el carburo cementado o acero de alta velocidad, donde el tamaño del grano varía entre 1 y 10 micrones.) Mediante tecnología especial, los pequeños granos de TiN se pueden dispersar de manera homogénea en una matriz de acero tratable térmicamente para formar entre 35 y 60% del volumen del material. En consecuencia, la proporción de granos duros es más alta de lo que es posible para producir acero de alta velocidad, pero menos que el límite mínimo para carburo cementado. Este nuevo grupo de materiales, con elementos duros de granos extremadamente pequeños, es un material duro. Tiene propiedades que están más relacionadas con el carburo cementado tradicional que el acero de alta velocidad, incluso si se dice que el método actual de producción es una forma de la tecnología de partículas metálicas. Éste es el primer material de su clase que contiene 50% de materiales duros. Las propiedades del Coronite se encuentran dentro de una amplia variedad, entre las del carburo cementado y el acero de alta velocidad. Estas propiedades pueden variar si se cambia el contenido de material de aleación, en especial el de carbono y/o mediante tratamiento térmico. Sin embargo, los diagramas de transformación de fase que deben aplicar a la matriz de acero no se emplean aquí por el alto contenido de granos finos de TiN, lo que produce una zona de frontera de fase muy grande y una corta longitud media de trayectoria libre en el aglutinante. Estas ventajas del Coronite se forman del material duro de grano extremadamente fino que se utiliza en su fabricación. ¿Por qué son mucho mejores los tamaños de granos pequeños? Una de las razones es que es más fácil esmerilar un borde agudo, el borde es más resistente al desgaste cuando se desgasta y conserva su filo incluso cuando está desgastado; se afila solo lo que no tienen ni el acero de alta velocidad ni el carburo cementado. Del mismo modo, el tamaño más fino del grano significa que la integridad de la superficie maquinada es mucho mejor. La combinación de pequeños granos y la alta proporción de ellos significa que los granos, y por lo tanto la resistencia al desgaste, existen en todo el material y no hay puntos débiles. No hay carburo cementado que contenga tantas partículas duras como el Coronite. Un grano en un acero de alta velocidad corresponde a más de 1,000 granos del Coronite y, además, éste tiene más del doble en volumen de materiales duros que el acero de alta velocidad. El TiN, material duro dominante en el Coronite, es químicamente muy estable. Esto significa que la resistencia al desgaste por cráteres es alta y la tendencia a difundirse es muy baja. También significa que el filo del Coronite, y por lo tanto la pieza de trabajo que se maquine, resulta en buena textura de superficie.


El proceso de manufactura utiliza avanzadas técnicas de composición y recubrimiento. Esto significa que las fresas universales, excepto las de nariz bola, no están hechas de Coronite sólido. En lugar de esto, constan de tres partes: 1. Un núcleo de acero. 2. Una capa de Coronite que representa alrededor de 15% del diámetro. 3. Una capa exterior de depósito físico de vapor de TiCN o TiN, de aproximadamente dos micrones de grueso. El núcleo de acero, que en una fresa universal está formado de acero de alta velocidad, y en fresas universales que no son para taladrar es de acero para resortes, significa que la fresa universal es relativamente tenaz La aplicación de una capa de depósito físico de vapor de TiCN o TiN a una herramienta de corte es ahora un método relativamente convencional, pero el Coronite se ha desarrollado con la intención de ser recubierto. Debido a que el Coronite contiene hasta 50% de TiN, se obtiene un enlace insólitamente fuerte entre el nitruro de titanio y el sustrato y en el recubrimiento, lo cual reduce el riesgo de material desconchado. A esto contribuye el hecho de que el nitruro de titanio está formado por granos distribuidos de manera uniforme. Además, los coeficientes térmicos de expansión para el recubrimiento y sustrato son aproximadamente los mismos. La capa de TiCN produce un aumento en la resistencia al desgaste en el lado del ángulo de despojo del borde cortante: alta resistencia al desgaste de flancos. El Coronite, desde el punto de vista del material, tiene alta resistencia al desgaste por cráteres, por lo que al volver a afilar las superficies de ataque de Coronite se obtiene una nueva herramienta, sin necesidad de recubrir otra vez. La manufactura del Coronite se realiza mediante un proceso de carácter único, donde el polvo básico se produce al agregar nitrógeno en un horno de doble cámara; si esta operación se realiza a temperaturas relativamente bajas, el polvo no se funde. El núcleo de acero de alta velocidad o de acero para resorte, dependiendo del tipo de herramienta, se cubre con polvo de Coronite sobre el que se presiona a un cuerpo quebradizo, pero unificado. Éste se compacta a la densidad deseada por extrusión en caliente a una temperatura bastante más alta de 1.000°C para mantener la estabilidad del material. La barra así producida es la materia prima para herramientas de corte de Coronite. Después de la manufactura, se recubre con carbonitruro de titanio o nitruro de titanio. Las propiedades del Coronite con relación al acero de alta velocidad e incluso al carburo cementado para su campo de aplicaci0n son ventajosas: valores de tenacidad y resistencia a la flexión semejantes a los del acero de alta velocidad y mejores que los del carburo cementado, rigidez representada por el coeficiente de elasticidad, siendo menor que el alto valor del carburo cementado, pero mejor que el del acero de alta velocidad; dureza en caliente considerablemente mejor que el acero de alta velocidad; dispersión del material de la pieza de trabajo en el borde cortante relativamente baja en comparación a ambos; resistencia al desgaste del flanco por cráteres mejor que en el acero de alta velocidad, y capacidad para producir una mejor textura de superficie mejor


que ambos. El balanceado desgaste y la capacidad para conservar el filo del borde cortante son mejores. 6.11 NITRURO CÚBICO DE BORO El nitruro cúbico de boro, CBN, es uno de los materiales para herramienta de corte realmente duros, superado sólo por el diamante. Es un excelente material para herramienta de corte que combina extrema dureza, alta dureza en caliente hasta temperaturas del orden de 2.000°C, excelente resistencia al desgaste por abrasión y, generalmente, buena estabilidad química durante el maquinado. Es un material relativamente quebradizo para herramientas de corte, pero es más tenaz que la cerámica. En una comparación general con la cerámica, es más duro, pero no tiene tan buena resistencia térmica ni química. Es también un material relativamente joven: surgió durante la década de los cincuenta, pero se conoció más en los setenta. A pesar de su alto costo, ha encontrado amplia aplicación para tornear componentes duros previamente esmerilados. Las forjaduras de acero, acero endurecido y hierro fundido, componentes de superficies endurecidas, metales por metalurgia de polvos con base de hierro o cobalto, hierro fundido perlítico y aleaciones resistentes al calor que forman rodillos, se encuentran entre los principales tipos de aplicaciones para el CBN. Las aplicaciones en este campo siempre deben analizarse para alcanzar una base para ver si un grado de cerámica o de CBN es más apropiado para óptimos resultados y economía; los campos de aplicación de estos materiales para herramientas de corte están entrelazados. El CBN se manufactura por medio de alta temperatura y presión para unir los cristales cúbicos de boro con un aglutinante metálico o de cerámica. Las partículas orientadas al azar forman una estructura policristalina muy densa. El cristal real de CBN es muy semejante al del diamante sintético. Para obtener diversos grados, las propiedades del material de CBN para herramientas de corte se pueden variar si se altera el tamaño del cristal, el contenido y tipo de aglutinante. Un CBN de bajo contenido, junto con un aglutinante de cerámica, tiene mejor resistencia al desgaste y estabilidad química, y es más apropiado para componentes e acero duro, pero también para hierro fundido. Un CBN de contenido más alto, que tiene más tenacidad, es mas apropiado para hierro fundido duro y acero. así como para aleaciones Cuando un material de CBN para herramienta de corte se hace con un aglutinante de cerámica, se obtiene mejor estabilidad química y resistencia al desgaste, pero también una tenacidad un poco más deficiente. Al unir el material de CBN en un sustrato de carburo cementado, se forma un soporte tenaz y resistente a choques para el borde cortante relativamente quebradizo. En la composición también se agrega nitruro de titanio. El CBN debe usarse a materiales duros de piezas de trabajo de más de 48 HRC. Si los componentes son demasiado suaves, se genera un excesivo desgaste de la herramienta; cuanto más duro sea el material, menos se desgasta la herramienta. Se pueden obtener excelentes texturas de superficie con bordes de CBN, con lo que el torneado se convierte en una magnífica alternativa para el esmerilado.


Las fuerzas de corte tienden a ser altas, en parte debido a la geometría negativa de corte que se emplea con muchas herramientas de CBN, y en parte por los exigentes materiales de la pieza de trabajo y a la alta fricción durante el maquinado. Una elevada estabilidad general y potencia de máquina son elementos cruciales. La rigidez de la herramienta y la máquina son esenciales; también es importante un radio de herramienta suficientemente grande. Los cortes interrumpidos deben evaluarse con cuidado para verificar que la herramienta y su montaje son los más adecuados (figura 6.14). La preparación del borde con chaflanes de refuerzo y la correcta aplicación de la herramienta son esenciales. Los granos del CBN son muy pequeños y duros, y para evitar desconchaduras microscópicas el borde debe tener chaflanes apropiados y características de afilado para el tipo de operación y material por maquinar. Si se aplican correctamente, los insertos de CBN presentan extraordinaria resistencia al desgaste para un borde cortante afilado y duro. Los insertos de CBN son excelentes para dar acabado de alta precisión en operaciones con acero duro. La textura superficial con Ra 0.3 y tolerancias de ±0.01 mm. se tornean con CBN. Se obtiene una duración mucho mayor de herramienta que con el carburo cementado y cerámica. Cuando se aplica de manera correcta, el componente que se ha maquinado permanece relativamente frío porque el calor es tomado en su mayor parte por la pastilla. Se recomiendan velocidades de corte moderadamente altas y avances relativamente bajos para el maquinado con CBN. Si se van a utilizar refrigerantes, debe ser de manera abundante, alrededor de los bordes cortantes; de otra manera, se recomienda el maquinado en seco para evitar agrietamiento térmico.

6.12 DIAMANTE POLICRISTALINO El material más duro conocido es el diamante policristalino natural, casi tan duro como e diamante policristalino sintético (PCD). Su considerable dureza hace posible que resista desgastes de muy alta abrasión, y se utiliza para afilar piedras de amolar. Finos cristales de diamante se unen durante la sinterización, a temperatura y presión altas; estos cristales están orientados al azar para eliminar cualquier dirección de propagación

Fig 6.14


de grietas, lo que resulta en dureza y resistencia al desgaste uniformemente altas en todas direcciones. Los pequeños bordes cortantes de PCD se unen a insertos de carburo cementado que añaden robustez y resistencia a los choques térmicos. La duración de la herramienta puede ser muchas veces más prolongada que el carburo cementado (hasta cien veces más) (figura 6.15). Los inconvenientes de este material aparentemente perfecto para herramientas de corte son: 1. Las temperaturas de la zona de corte no deben exceder de 600°C. 2. No se puede utilizar para aplicaciones ferrosas, debido a la afinidad entre el carbono de la herramienta y el del trabajo. 3. No se puede utilizar para materiales duros y de gran resistencia a la tracción de las piezas de trabajo.

En la práctica, esto excluye al PCD para la mayor parte de operaciones de conformado de metales. Aunque de campo de acción limitado, el PCD es un excelente material para herramientas en aplicaciones apropiadas de maquinado que no incluye las limitaciones anteriores, en especial en materiales abrasivos no ferrosos y no metálicos que requieran precisión y alta calidad de acabado. El PCD es también un material relativamente nuevo introducido a principios de la década de los setenta que se utiliza para torneado y fresado, en especial aleaciones abrasivas de silicio y aluminio cuando el criterio es el acabado superficial y la precisión. De hecho, el carburo cementado de grano fino sin recubrimiento y el PCD son los dos principales materiales para herramientas de corte para aluminio. Los bordes cortantes agudos y ángulos positivos son esenciales, pero también con el DPS se pueden

Fig 6.15


maquinar otros materiales abrasivos no metálicos, como: materiales compuestos, resinas, plásticos de caucho, carbono, cerámicas previamente sinterizadas, carburo y carburo sinterizado, y metales como el cobre, metal Babbit, bronce, latón, aleaciones de magnesio, aleaciones de cinc y plomo. Por lo general, la difusión del material de la pieza de trabajo no es problema para los bordes cortantes del PCD gracias a la alta estabilidad química. La generación de virutas en piezas de trabajo se elimina con un diamante policristalino sintético (PCD) y la duración de la herramienta usualmente se prolonga gran número de veces. Debido a la naturaleza muy quebradiza de un PCD se necesitan condiciones muy estables, herramientas y máquinas rígidas y altas velocidades para maquinar con un PCD Se pueden utilizar fluidos de corte, en general para enfriamiento. El acabado y semiacabado en torneado y barrenado son operaciones típicas. Para refrentar, los insertos con punta de DPS se pueden utilizar como insertos comunes o de limpieza en asientos especiales. Son importantes los avances más ligeros, profundidades de corte más bajas y evitar cortes interrumpidos y golpes Para tornear debe utilizarse la herramienta con el zanco de herramienta más grande y con inclinación mínima. Para fresar, la desviación axial y radial debe conservarse al mínimo, con cada inserto ajustado de manera individual en su altura

Capitulo 7 – Herramientas 1 de 23

7. HERRAMIENTAS DE CORTE 7.1 NOMENCLATURA Las características mas importante de una herramienta de corte son los dos filos, 1. El filo principal, que remueve generalmente la mayor parte del metal 2. El filo secundario, que controla principalmente el acabado superficial de la pieza y las caras y flancos cuyas intersecciones forman los filos. La fig. 7.1 muestra las características importantes de una herramienta monofilo y la nomenclatura que describe estas características así como la aplicación en una operación de torneado. La geometría y la nomenclatura de las herramientas de corte es un tema bastante complicado aun tratándose de herramientas monofilo. Es difícil, por ejemplo, determinar los planos en los cuales deben medirse los ángulos de una herramienta monofilo; es particularmente difícil determinar la pendiente de la cara de la herramienta o superficie de desprendimiento. Existen varios sistemas de disposición geométrica y nomenclatura. Para apreciar las ventajas y desventajas de los diferentes sistemas:

• ASA

• DIN

Fig 7.1 A


Angulos Principales

γ Ángulo de ataque o desprendimiento

β Ángulo de filo

α Ángulo de descarga o incidencia

Fig. 7.1 B


Complementando la figura 7.1 debemos mencionar la importancia que se genera obtener los ángulos de desprendimiento reales donde se pone de manifiesto en herramientas de geometría compleja y de fresas de refrenterar 7.1.1 DESPRENDIMIENTO REAL DE LOS DIENTES El desprendimiento real, es un ángulo resultante de otros tres: el desprendimiento radial, el desprendimiento axial y el ángulo de canto. Fig. 7.2 En general sirve como un índice usual del comportamiento de la herramienta, puesto que afecta no sólo a la duración de la herramienta, sino también a la calidad del acabado del trabajo, al consumo de potencia y a la vibración de la máquina. El diagrama 1 permite la lectura del valor y variación de cualquiera de los ángulos, si se dan los otros tres. Con el diagrama se obtienen los siguientes resultados

Angulo de canto Desprendimiento real

Desprendimiento radial (+)

Desprendimiento Axial (+)

Fig 7.2


1. Afilando un diferente ángulo de canto en el diente de una fresa, el valor del desprendimiento real varia, y ello afecta a la manera de comportarse de la herramienta.

2. Un diente cortante achaflanado tiene dos ángulos de desprendimiento real diferentes, y tres cuando son dos los chaflanes.

3. En una herramienta con perfil curvo el desprendimiento real varia a lo largo de la curva, porque el ángulo de canto varía en cada punto del filo cortante.

4. El desprendimiento real será siempre positivo si el axial y el radial son ambos positivos; Será siempre negativo si aquellos desprendimientos son ambos negativos. El desprendimiento real puedo, según los casos, ser positivo o negativos si los desprendimientos axial y radial tienen signos opuestos.

5. Modificando el desprendimiento radial se alterará sensiblemente el real si el ángulo de canto es pequeño, pero la alteración será pequeña si, el ángulo de ciento es grande. Inversamente, cambiando el desprendimiento axial será pequeña la influencia sobre el real si el ángulo de canto es pequeño, pero el efecto será apreciable si este ángulo es grande El diagrama y las conclusiones que anteceden se mantienen también para las herramientas de torno, si el término “desprendimiento axial" se reemplaza por "desprendimiento superior" y el término “desprendimiento radial" por “desprendimiento lateral” Cuando se reúnen datos de producción, será útil relacionar gráficamente el desprendimiento real con la duración de la herramienta; esto no dará necesariamente una línea recta a causa de la influencia de otros factores tales como el rozamiento. Haciéndolo así, permitirá descubrir resultados y mejorarlos, cuya importancia hubiera sido difícil da comprender.

Ejemplos: Dando un, desprendimiento radial de +5° uno axial de +10°. Se pide el ángulo de canto que dará un desprendimiento radial de +10°. Solución: El punto de intersección del canto de la regla con la línea de desprendimiento +10°, con entre las líneas verticales de 35° y 40° de ángulo de canto (flecha), indicando alrededor de 37° para el ángulo de canto buscado.


Diagrama 1


7.2 SISTEMAS DE NOMENCLATURA DE LAS HERRAMIENTAS DE CORTE 7.2.1 SISTEMA ASA El sistema de la Asociación Americana de Normas (ASA) (fig. 7.3) especifica la cara de la herramienta definiendo su pendiente en dos planos ortogonales: uno paralelo y otro perpendicular al eje de la herramienta, ambos planos perpendiculares a la base de la herramienta.

Fig 7.3


7.2.2 SISTEMA DIN El sistema DIN también especifica dos ángulos llamados inclinación longitudinal e inclinación lateral relacionados con el ángulo de posición de filo figuras 7.4 y 7.5

Fig 7.4


7.3 CONTROL DE LA VIRUTA El diseño de las herramientas varia constantemente. Los clásicos rompevirutas que era necesario y se realizaban en los cuartos de afilado, hoy ya vienen incorporados en los insertos y las herramientas. Ha solo título de información indicamos las relaciones mas frecuentes en el diseño de los rompevirutas que estaban en función de avance, profundidad de corte y resistencia a la tracción del material a mecanizar ver figuras 7.6 y 7.7

Fig 7.5


fig. 7.6

Fig. 7.7


El flujo y desplazamiento de la viruta se efectúa como se aprecia en la figura 7.8

Se ha progresado en el diseño de los insertos con la incorporación del rompeviruta que contemplan distintas condiciones de profundidad y avance como se aprecia en las figuras 7.9 y 7.10

fig.7.8

Fig.7.9 Fig 7.10


Recopilando del Dubbel como ejemplo a continuación reproducimos un trabajo realizado por König sobre la relación existente entre avance y profundidad de corte y el comportamiento de los rompeviruta para un ejemplo dado


7.4 NOMENCLATURA DE HERRAMIENTAS DE CORTE A continuación a titulo de ejemplos incorporamos distintas figuras, normas de herramientas de uso general donde se encuentra la nomenclatura de su principales geometrías ángulos y definiciones en distintos idiomas (figuras 7.11, 7.12, 7.13, 7.14, 7.15 y 7.16)

Fig 7.11


Fig 7.12


Fig 7.13


Fig 7.14


Fig 7.15


7.5 ASPEREZA SUPERFICIAL La aspereza superficial obtenida al final de una operación de mecanizado puede considerarse como la suma de dos efectos independientes:

1. La aspereza superficial Ideal- que es un resultado de la geometría de la herramienta y del avance o velocidad de avance.

2. La aspereza superficial "natural" que depende de las irregularidades en la

operación.

Fig 7.18


7.5.1 ASPEREZA SUPERFICIAL IDEAL La aspereza superficial ideal representa el mejor acabado que se puede obtener de una forma de herramienta y avance y sólo puede alcanzarse si se eliminan el filo recrecido, la vibración, las imprecisiones en los movimientos de la máquina-herramienta etc. En la figura 7.18 (a) se ilustra este acabado para el torneado con herramienta de punta aguda. Para efecto del análisis y comparaciones cuantitativas es de utilidad expresar la rugosidad de las superficies mecanizadas en términos de un solo índice o factor. El índice que comúnmente se usa es el promedio aritmético Ra y puede encontrarse de la manera siguiente: En la curva de la fig. 7.18 (b), que muestra un corte de la superficie en consideración, se encuentra primero una línea media, paralela o la dirección general de la superficie, que divida la superficie de tal manera que la suma de las áreas bajo la línea sea igual a la suma de las áreas sobre la línea. El valor Ra está dado por la suma de los valores absolutos de todas las áreas por encima y por debajo de la línea media, dividida por la longitud de muestra.

Fig 7.18


En la fíg. 7.18 Ra será:

donde f es el avance. Dado que las áreas abc y cde son iguales,

Donde Rmax /2 es la altura del triángulo abc. Es importante anotar aquí que para una superficie que tenga irregularidades triangulares uniformes Ra es igual a la cuarta parte de la altura máxima de las irregularidades. Ahora, de la geometría,

donde κre, y κ're son los ángulos efectivos de los filos principal y secundario, respectivamente. Substituyendo la ecuación (7.3) en la ecuación (7.2)

La ecuación (7.4) muestra que Ra para una superficie de ese tipo es directamente proporcional al avance. Las herramientas de corte están generalmente dotadas de una punta redondeada y la fig. 7.19 muestra la superficie producida por una herramienta de ese tipo en condiciones ideales. La obtención de una ecuación teórica que nos dé Ra para esta superficie es mucho más difícil que para el caso anterior, pero puede demostrarse que la siguiente expresión es bastante aproximada:

(7.1) f

cde abc areaareaRa

+=

( ) 7.2) ( 4

abc 2 maxa

Rarea

fR =⋅=

(7.3) 'cotcot rere

maxfR

κκ +=

(7.4) 4)'cot(cot ⋅+

=rere

afR

κκ


donde re, es el radio de la punta.

7.6 ASPEREZA SUPERFICIAL NATURAL En la practica generalmente no es posible obtener condiciones como las descriptas en los párrafos anteriores. Otros factores que contribuyen naturalmente a la aspereza natural son:

1. Vibraciones en las máquinas herramientas

2. Imprecisiones en los movimientos de la máquina

3. Irregularidades en el mecanismo de avance.

4. El tipo de viruta que se está obteniendo.

5. Daños superficiales causados por la viruta en su desprendimiento

Por lo tanto es recomendable guiarse por las sugerencias de los fabricantes de herramientas que entregan tablas e indicaciones prácticas para pronosticar la rugosidad de la superficies a obtener

(7.5) 032.0 2

refRa ⋅

=

fig 7.19




En la practica también influye en la terminación superficial la geometría de la herramienta empleada y el grado precisión que se ha tenido en su montaje generando excentricidades perjudiciales a continuación en la fig 7.20 y 7.21 se tiene ejemplo de lo dicho

fig 7.20 Sin excentricidad

Con alta t i id d Corte del Diente

Diente 1 Diente 2 Diente 3 Diente 4

Fig 7.21

Capitulo 8 – Vibraciones 1 de 39

8. VIBRACIONES EN MÁQUINAS HERRAMIENTAS 8.1 INTRODUCCION En el mecanizado, el avance y profundidad de corte son frecuentemente restringidos por las vibraciones. Este fenómeno consiste en un movimiento vibratorio indeseable entre la herramienta y la pieza y cuyo resultado es un acabado superficial irregular en la pieza. En algunas oportunidades es lo suficientemente severo como para obligar a la suspensión del mecanizado y el cambio en las condiciones de corte. La máquina herramienta, la herramienta y la pieza constituyen un sistema estructural de características dinámicas bastante complicadas. Se han realizado numerosos estudios con el doble propósito de entender la mecánica de las vibraciones y de suministrar a los diseñadores la información necesaria para mejorar las características dinámicas de las máquinas herramienta. Para simular el comportamiento de una máquina herramienta se requeriría de numerosas masas, resortes, amortiguadores viscosos, y elementos friccionantes. Las vibraciones en, una máquina herramienta será representada por un sistema masa-resorte con amortiguación viscosa y con un solo grado de libertad de movimiento. 8.2 VIBRACIONES FORZADAS La ecuación descriptiva del movimiento de sistema de un grado de libertad se muestra a continuación

Fig. 1


Donde:

[ ]

iónAmplificac M

21

1

1T1

seg.por oscilación una de frecuencia f

2 vibraciónuna de periodo T

2cc

ientoamortiguam de indice D

oamortiguad sistemaun de natural Frecuencia 2

ω

raperturbado fuerza la de Frecuencia

sistema del natural Frecuencia

senP raperturbadoFuncion EKg/cm resorte deConst

segcm

Kg/ ientoamortiguam de constante c

segcm

Kgr/ eequivalent masa

222

o

2

d

nax

2

=

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ Ω⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅+

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ Ω−

=

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡===

Π⋅==

⋅⋅==

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

⋅−=

=Ω

=

Ω⋅===

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡=

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡=

ωω

ω

ω

ω

occ

M

seg

mc

mc

mk

mk

tk

m

tPmxkxcxm Ω⋅=⋅+⋅+⋅ sen'"


En la figura 2 se tiene la relación entre la amplificación la relación de frecuencias y los distintos valores de índice de amortiguamiento .Puede concluirse a partir de estos resultados que para minimizar la amplitud de vibración de un sistema masa-resorte amortiguado, el índice de amortiguación debe ser tan grande como sea posible y la frecuencia natural del sistema debe ser significativamente menor que la frecuencia de la fuerza perturbadora. Las vibraciones forzadas en las máquinas herramienta son ocasionadas frecuentemente por variaciones cíclicas en las fuerzas de corte. Tales variaciones ocurrirán, por ejemplo, en el fresado frontal en el cual la frecuencia de la vibración forzada es igual al producto de la frecuencia de rotación de la herramienta y el número de dientes de la misma.

Cabe consignar que se presenta en la practica un desfasaje (φ) entre la frecuencia natural del sistema ( ω) con la frecuencia de la fuerza perturbadora (Ω).Se puede ver en el gráfico siguiente

Fig 2


A continuación representamos un caso práctico donde puede verse la interacción de los dos gráficos anteriormente descriptos.

Fig 3


Es conveniente, para ciertas aplicaciones, representar la amplitud de la vibración forzada y su ángulo de fase en coordenadas polares, estando dada la frecuencia de excitación como un parámetro adicional. El Gráfico resultante se denomina lugar geométrico de la respuesta armónica del sistema a continuación se representa un caso de ejemplo

Fig 4


A continuación incorporamos esquemas sobre el tema recopilados de los libros de Tobias y del Dübel edición en ingles.

Fig 5

Fig 6


La vibración es el factor limitativo más importante en la productividad de las máquinas herramienta; Parece ser un algo exagerado, pero conozcamos los hechos: la vibración 1) determina en gran parte la cantidad de remoción de material, 2) influye en la cantidad de mantenimiento que necesitará la máquina, 3) a final de cuentas, determina la calidad del producto terminado.

Fig 7


En la actualidad, la productividad de las máquinas herramienta aumenta en forma constante para contrarrestar el costo de la mano de obra y, al mismo tiempo, la tecnología exige mayor exactitud. Por esta razón en la actualidad se presta más atención al efecto de las vibraciones de las máquinas herramienta. El elevado costo del equipo de las máquinas herramienta con control numérico, y la necesidad de un rendimiento predecible a la vez que se trata de obtener control por computadora, recalca la necesidad de un estrecho control de las vibraciones. En términos generales, hay tres fuentes de vibración en las máquinas herramienta: Las fuerzas externas, tales como los choques transmitidos a través de la cimentación de la máquina. Estas fuerzas pueden inducir vibraciones en los componentes estructurales de la máquina. El sistema de impulsión de la máquina, que puede transmitir cualquier fuerza indeseable, desequilibrada (desbalanceada) que ocasiona vibración de un componente de la máquina. El proceso de corte en sí, que puede crear traqueteo y vibración. Por tanto, aunque pueda variar el origen de las vibraciones, el resultado final es un movimiento indeseable entre la herramienta y la pieza de trabajo. Para entender la naturaleza fundamental de las vibraciones de las máquinas herramienta, se considera una fresadora sencilla del tipo de codo, que tiene una estructura fuerte y rígida, pero no en su totalidad. Por tanto, incluso las cargas moderadas ocasionan deflexiones pequeñas pero mensurables en los componentes de la fresadora. Ahora relaciónese esta fresadora con el sistema vibratorio más sencillo que consiste en un peso (W) suspendido por un resorte con una rigidez (K) que es la constante del resorte. Cuando se desplaza,' de su posición de equilibrio estático, este sencillo oscilador vibrará a su frecuencia natural (Fig. 8). Aunque la fresadora vertical y el sencillo oscilador difieren mucho en aspecto y complejidad, ambos son elásticos y tienen propiedades de masa Debido a la propiedad de masa y rigidez, la fresadora debe vibrar a una frecuencia natural, igual' que lo hace el sencillo oscilador cuando se mueve de su posición de equilibrio estático y se deja oscilar libremente. Ciertas fuerzas de perturbación dan origen a amplitudes de vibración más grande que otras. Esta condición, llamada resonancia, ocurre cuando la frecuencia de la fuerza de perturbación coincide con la frecuencia natural del sistema. En la figura 9 aparece una gráfica típica de la amplitud de vibración contra la frecuencia de la vibración aplicada, en una fresadora. En este caso, la región de alta respuesta a la vibración (amplitud grande) que ocurre a unos 73 ciclos por segundo, la causa la resonancia estructural, en la cual la frecuencia de la fuerza externa aplicada coincide con la frecuencia natural de la estructura, de la fresadora.


Fig 8

Fig 9


En la práctica, la vibración resonante en esta, gama de frecuencia la pueden ocasionar: • La acción cortante de la herramienta. • Las vibraciones de los engranes de impulsión (frecuencia de paso de dientes). • Desalineación de los componentes de transmisión de potencia, tales como

acoplamiento (acoples). • Desequilibrio (desbalanceo) rotatorio; por ejemplo, los efectos mecánicos y

eléctricos del motor. Las condiciones enumeradas ocurren en forma individual o simultánea. El perfil de vibración (forma del modo) para una fresadora típica se ilustra en la figura 6. En este caso el movimiento consiste en el brazo superior del bastidor, que incluye la fresa, que vibra contra la mesa de trabajo y la cimentación. Si estos movimientos resonantes llegasen a ocurrir durante el maquinado, se aplicarían a la superficie de la pieza de trabajo y serían visibles a simple vista. Las estructuras de las máquinas herramienta pueden vibrar en formas diferentes. En realidad, los movimientos vibratorios en cualquier estructura de una máquina, pueden ocurrir en uno, dos o tres sentidos en forma simultánea. Pero, por lo común, dos o tres notarán estas vibraciones forzadas y ocasionarán problemas cuando hay vibración resonante. En la figura 6 se ilustra una serie de posibles modos de vibración en sentido horizontal, determinados en forma experimental en una fresadora. Siempre que ocurre resonancia, la amplitud de la vibración depende de: • Magnitud de la fuerza aplicada. • Ubicación de la vibración aplicada dentro de la estructura. • Cantidad de amortiguación disponible en la estructura. Por ejemplo, si el desbalanceo del motor de impulsión hace que la máquina vibre a una de sus frecuencias naturales, o cerca de ellas, o a una frecuencia torsional natural del tren de engranes, la amplitud resultante del movimiento dependerá del 1. La proximidad de la frecuencia excitadora real (velocidad del motor) a la frecuencia

natural de la estructura. 2. La cantidad de amortiguación estructural introducida, principalmente cuando se deslizan conexiones atornilladas y ajustadas en la máquina, por la fricción interna (histéresis) en el materia1 estructural. En cualquier estructura de maquina herramienta, el efecto amortiguador ocasionado por el deslizamiento estructural suele ser diez veces mayor que el atribuible a la histéresis del material.

En una estructura de máquina herramienta, es importante reconocer que el valor de la frecuencia natural y de la forma del modo correspondiente, se determina por la


distribución de la masa y de las propiedades elásticas tanto en la estructura como en la cimentación.

Pero, durante la resonancia, la amplitud vibratoria máxima sólo está limitada por la cantidad de amortiguación disponible en el sistema para disipar la energía vibratoria.

Si se aumenta la rigidez de la máquina se puede incrementar el valor de las frecuencias naturales que alcanza la estructura, pero no disminuirá las amplitudes de vibraciones a las cuales se llega durante la resonancia.

En otras palabras, la rigidez de la estructura de la máquina determina la frecuencia a la cual ocurre la resonancia y la amortiguación disponible dentro de la estructura determina la amplitud durante la resonancia (Figura 10A y 10B). También se debe recordar que la amortiguación es más eficaz para disminuir las amplitudes vibratorias en condiciones de resonancia.

Una vez conocidas las propiedades vibratorias relacionadas con la resonancia de la máquina, se pueden tomar las medidas para eliminar el efecto de la vibración forzada sobre la pieza de trabajo. Si se observan las siguientes reglas se logran bajas amplitudes de vibración. • Eliminar las fuentes obvias de vibración dentro de los sistemas de impulsión y de

transmisión de potencia, mediante la selección de engranes, cojinetes, acoplamientos, motores y otros componentes de alta calidad.

• Hacer que la estructura de la máquina sea lo más rígida posible y fijar el bastidor

con firmeza mediante pernos a un bloque de cimentación macizo que, a su vez, debe estar sobre una sub-estructura fuerte.

• Utilizar un material con características de alta arnortiguación interna; el hierro

maleable es bueno para el bastidor de la máquina. • Incorporar amortiguación adicional en la estructura mediante el uso de construcción

atornillada en vez de soldada, siempre que sea posible. • Emplear cojinetes de película de aceite, de acción automática en lugar de cojinetes

con elementos rotatorios, siempre que lo permita la exactitud del proceso. Las chumaceras hidrostática con película de aceite también producen gran rigidez radial y buenas propiedades de amortiguación, pero son complejas y cuestan más que los de acción automática.

Si es necesario, introducir amortiguación externa adicional para suprimir vibraciones.

Esto incluye el uso de amortiguadores de vibración torsional para suprimir las vibraciones del tren propulsor, así como amortiguadores de vibración sintonizados y amortiguadores viscosos de cizallamiento para reducir los choques y las vibraciones inducidas por el proceso, como se describirá más adelante.

Si se aplican las reglas anteriores se podrá suprimir la mayor parte de las vibraciones encontradas en las máquinas herramienta. Pero, cada problema de vibración se debe


evaluar por separado y las soluciones se tendrán que lograr mediante los conocimientos del mecanismo de la máquina y con métodos de cortes de prueba.

Fig 10 A

Fig 10 B


8.3 TRAQUETEO Una forma común de vibración y una de las más desagradables para el personal de manufactura es el traqueteo, el cual es una vibración autoexcitada que ocurre entre la herramienta -de corte y la pieza de trabajo en ciertas operaciones de maquinado. El traqueteo es autoexcitado porque no intervienen fuerzas externas obvias y, por tanto, no está restringido a una condición de resonancia.

Por ejemplo, una vez que empieza el traqueteo en una máquina, si se aumenta la velocidad de la máquina crecerá el traqueteo, mientras que la vibración causada por resonancia, se podría detener con un aumento en la velocidad. Esto se debe a que en la vibración ocasionada por resonancia, cualquier cambio en la frecuencia de la fuerza que la excita, hace que se aleje de la frecuencia natural de la estructura y, por tanto, reduzca la amplitud de la vibración.

Para señalar mejor los efectos del aumento de la velocidad sobre el traqueteo, cualquier ama de casa puede decir que si utiliza un carrito de la tienda de autoservicio con un bamboleo y traqueteo en una de las ruedas, si trata de empujarlo con más rapidez se empeoran las cosas y el carrito acaba por detenerse con una sacudida. Lo mismo se puede decir de la vibración de las alas de un avión; si se aumenta la velocidad, en un momento dado se podrían desprender las alas.

En términos estrictos, el traqueteo es una inestabilidad dinámica retroalimentada en la cual los movimientos oscilatorios pequeños ocasionados por el proceso de corte se retroalimentan al sistema y se hacen más grandes debido a la energía requerida para mantener el proceso en marcha. Ese traqueteo puede ser un chillido de alta frecuencia o podría significar el enclavamiento fuerte de la herramienta en la pieza de trabajo, lo que producirá desgaste rápido de la herramienta y pieza de trabajo mal acabada.

Aunque el traqueteo se origina en el proceso de corte, con frecuencia las vibraciones resultantes abarcan al tren propulsor (ejes, engranes, motores) y la estructura de la máquina.

Por tanto, el movimiento total puede ser muy complejo y es difícil establecer reglas generales para contrarrestarlo. Pero, aunque hay muchas cosas que pueden ocasionar traqueteo, hay tres factores que influyen en todos los traqueteos de las máquinas. Por ejemplo, en una operación de torneado (Fig. 11a), son: • Velocidad de rotación de la pieza de trabajo. • Velocidad de avance de la herramienta de corte. • Profundidad del corte. Este modelo simplificado puede ser completado tomando los parámetros horizontal o vertical como indica Tobias (Ref. 1) (ver Figura 11b)


. 11

Fig. 11 b

Fig 11 a


La relación entre estas tres variables principales que influyen en el traqueteo se ilustra en la figura 12a y se muestran las zonas de funcionamiento inestable en una fresadora sencilla que funcione un avance especifico.

Tobias (Ref.1) nos entrega ejemplos donde en uno de ellos se aprecia el análisis en

los dos ejes (ver figura 12 b y 12 c)

Se ilustra la ubicación de las condiciones funcionamiento estables e inestables, determina das con experimentos. La envoltura de umbral estabilidad se ha trazado entre las condiciones verificadas con experimentos. Las zonas adicionales de estabilidad

Fig 12a


Fig 12 b


Fig. 12 C


"condicional" que se han predicho con un análisis teórico para las condiciones prueba, se representan con las zonas estables indicadas entre los cuadros inestables de la gráfica Como suele ocurrir con todas las vibraciones autoexcitadas, hay una condición de umbral, fuera de la cual no hay traqueteo. Pero, si se excede este umbral, ocurre traqueteo y aumenta hasta que se llega a alguna condición limitante.

En la mayor parte de los casos, la vibración traqueteo sólo se puede disipar con un severo desgaste de la herramienta y la amortiguación por histéresis interna en la impulsión y estructura interna de la máquina. Pero, en general, el operador nota el traqueteo cuando comienza y luego lo corrige con la reducción de alguna de las variables anteriores, o sean velocidad de rotación de la pieza de trabajo, avance de la herramienta y profundidad de corte.

Cuando no hay operador que pueda efectuar la corrección, como ocurre en máquinas automáticas, es importante comprobar que todas las operaciones efectuadas estén exentas de traqueteo. Esto significa que los limites máximos para el maquinado se deben establecer antes de empezarlo, quizá durante la etapa de diseño y tener en cuenta el desgaste variable de las herramientas y los componentes.

Un adelanto importante en el control del traqueteo es la concepción de la interacción del sistema de la máquina, tren de impulsión y herramienta y pieza de trabajo como un servomecanismo con propiedades de retroalimentación.

En esta forma, el traqueteo se considera como retroalimentación inestable en el cuadro del servo. Esto es análogo a los conceptos en la teoría de control y se ilustra en la figura 13, la cual es un diagrama de bloque para la operación de un torno.

Fig 13


Aunque se tienen dificultades para establecer la fórmula correcta de un servo para

una determinada máquina y también para calibrar las cantidades en cuestión, este método tiene un futuro prometedor.

Estudios recientes muestran que una vez que las variables implicadas en cualquier caso en el traqueteo han sido identificadas y evaluadas, el método del servomecanismo permitirá obtener funcionamiento confiable y exacto de la máquina. Este método también es prometedor para el perfeccionamiento de maquinaria más avanzada para alta producción, en particular para máquinas automáticas y con control numérico.

Un adelanto especifico en el cual la supresión del traqueteo se basa en el concepto del servo, es la impedancia mecánica controlada (IMC) que se creó bajo los auspicios de la Fuerza Aérea por T. R. Conistock en la Universidad de Cincinnati.

Con este proceso se pretende regular la profundidad de corte en forma instantánea durante el torneado con el uso de un mecanismo de retroalimentación de diseño especial que puede responder a las diferencias entre la posición real y la posición deseada de la herramienta En este sistema, el componente mecánico importante es un accionador mecánico de respuesta rápida que ajusta la profundidad del corte en respuesta a una señal de, error que se le envía desde el cuadro del servo.

Los errores de desplazamiento se detectan con un transductor cerca de la punta de la herramienta y se alimentan a un amplificador diferencial Después, se retransmite una señal de corrección del proceso a la válvula del servo y ésta ajusta la posición de la herramienta. En este caso, de lo que se trata es de corregir un error detectado antes de que haya tiempo para que se convierta en traqueteo o produzca algún defecto dimensional importante en la pieza terminada (Fig. 14).

Fig 14


Aunque la técnica de la impedancia mecánica controlada todavía está en la etapa de perfeccionamiento, su aplicación en máquinas automáticas de alta velocidad bien podría dar por resultado un aumento considerable en los volúmenes de producción en los casos en donde el traqueteo es el factor limitativo, sin las penalizaciones adicionales de mayor rigidez estructural y peso de la máquina.

Cabe mencionar que el concepto del IMC no está limitado al control de las vibraciones por traqueteo. Debido a que se basa en una respuesta rápida de la herramienta a las diferencias entre las condiciones reales y las deseadas, todos los efectos dinámicos que ocasionan esos errores de maquinado y los errores causados por el proceso en sí, se pueden suprimir con IMC e incluyen resonancia estructural, choques transmitidos desde el suelo, impacto y traqueteo. La IMC, por tanto, es un método eficaz y completo para contrarrestar las influencias vibratorias externas e internas durante el funcionamiento de las máquinas herramienta, y pueden ser un componente básico de una verdadero control. 8.4 TRAQUETEO REGENERATIVO En ciertas operaciones de maquinado, por ejemplo, torneado, taladrado y fresado, el dibujo vibratorio producido en la superficie de la pieza de trabajo por el corte previo, influirá en la ejecución del siguiente corte.

Esta vibración en la superficie ocasiona fluctuaciones en las fuerzas en el siguiente corte, lo cual genera nuevas oscilaciones entre la herramienta y la pieza de trabajo y otro dibujo o patrón vibratorio en la superficie de la pieza.

Este proceso se conoce como "regeneración" y puede tener una importante influencia en la estabilidad del proceso, porque representa una señal vibratoria retroalimentada que entra al cuadro del proceso (Fig.13).

Los estudios del traqueteo regenerativo indican que este proceso es más estable de lo que se podría esperar sólo con las variaciones en el espesor de las virutas. Esta estabilidad aumentada parece ser el resultado de las fuerzas dinámicas adicionales, principalmente las fuerzas dependientes de la velocidad que promueven la amortiguación, relacionadas con los movimientos vibratorios en el punto de contacto entre la herramienta y la pieza de trabajo.

Esos estudios son complejos y es difícil la identificación positiva de las fuerzas que intervienen. El traqueteo regenerativo es de escasa importancia en trabajos de conformación y no existe en el brochado. 8.5 CHOQUES Las vibraciones inducidas por los choques se producen por algún cambio brusco en la máquina herramienta. Estas vibraciones pueden alterar la superficie de la pieza de trabajo si el choque original es de suficiente intensidad o si la máquina no está bien aislada en sus cimientos. Por tanto, una punzonadora e incluso una cepilladora


colocadas cerca de una esmeriladora de precisión, al hacer cortes de desbastado, pueden dejar marcas de maquinado en una pieza.

El choque se puede originar en la caja de engranes de la máquina. Por ejemplo, los errores en las fresas maestras en máquinas generatrices de engranes, dan por resultado los dibujos característicos del ruido en los engranes que producen Yo a su vez, pueden aparecer en el proceso de maquinado. No sólo eso, pues también el perfil de la pieza que se maquina, por ejemplo, una pieza ranurada, puede ocasionar vibraciones en la máquina debido a que se interrumpe el corte.

Hay dos métodos básicos para suprimir los choques en las máquinas herramienta:

Los soportes o montantes aislantes, aíslan la máquina contra los choques transmitidos a través del suelo o la cimentación. Para limitar esta clase de choques, primero se monta la máquina en forma rígida en una cimentación fuerte que, a su vez, está soportada por resortes de baja elasticidad (Fía. 15).

Se trata de que todas las frecuencias naturales de la herramienta y la cimentación sean inferiores a la frecuencia más baja de cualesquiera vibraciones transmitidas (Fig. 16). En estas condiciones, la máquina con aislamiento no responderá a las vibraciones (excitación por choques) porque los impulsos externos no pueden transmitir suficiente inercia a la fuerte cimentación flotante.

Fig 15

Fig 16


Los amortiguadores de aislamiento incluyen la adición de amortiguadores hidráulicos

o neumáticos en paralelo con los resortes antes citados o bien el uso de soportes de elastómero para producir tanto la baja elasticidad de los resortes como la amortiguación en un componente. Con este método se elimina una desventaja inherente con el uso de resortes de baja elasticidad; salvo que el bloque de montaje sea fuerte y grueso, las oscilaciones continuarán un largo tiempo una vez que se pone en movimiento el bloque. La razón de ello es que sólo está disponible la histéresis, un tanto reducida, de los resortes para disipar la energía de las vibraciones.

Hay muchas formas para diseñar e instalar los soportes de elastómero, según sean la configuración de la estructura y su cimentación. En la figura 17 se ilustran algunos tipos generales. En términos generales, los amortiguadores de aislamiento son adecuados para producir atenuación de amortiguación de cinco ciclos por segundo. Para tener amortiguación eficaz de vibraciones transmitidas de menos de ocho ciclos por segundo, es necesario utilizar un sistema de soporte con resortes con características de amortiguación más bajas. La atenuación a menos de un ciclo por segundo se convierte en otra cosa, pues se necesitan sistemas aisladores especiales, que, por lo común, incluyen algún tipo de servomecanismo.


Fig 17


8.6 EFECTOS DE LA AMORTIGUACIÓN Tanto la resonancia como la vibración de traqueteo autoexcitada se suprimen con la instalación de más amortiguación en el sistema vibratorio. Cuando se agotan los recursos para eliminar la fuente de la excitación vibratoria, o resultan imprácticos, se debe pensar en el empleo de algún tipo de amortiguador de vibraciones.

Si el sencillo oscilador (Fig. 8) representa la masa y la elasticidad de las piezas de una máquina que tiene vibración w, de frecuencia circular, es bien sabido que si se conecta un segundo oscilador al primer oscilador, todas las vibraciones resonantes del primer oscilador se suprimirán a la frecuencia w, mientras que el segundo oscilador vibra en resonancia. Este sistema llamado amortiguador de vibraciones sintonizado, suprimió con eficiencia la resonancia de la primera oscilación, pero introdujo otras resonancias en las frecuencias cercanas.

Para que el amortiguador de vibraciones sintonizado sea más útil y práctico en la supresión de vibraciones, es necesario usar la cantidad adecuada de amortiguación entre las dos masas. Con esta amortiguación , la amplitud de vibración del primer oscilador en la forma ilustrada en la fig. 18 no se elimina la vibración, pero los efectos se reducen con estos amortiguadores.

Fig 18


En la actualidad, las máquinas herramienta grandes están equipadas con amortiguadores para suprimir las frecuencias naturales problemáticas y aumentar el umbral de traqueteo (fig..19 ). Un segundo tipo de amortiguador de vibraciones es el viscoso de cizallamiento o sin sintonía el cual no tiene ninguna conexión elástica entre las masas del primero y segundo osciladores, sino que sólo hay amortiguación viscosa entre ellos. En las figuras 20a y 20b se ilustran dos ejemplos de amortiguadores viscosos de cizallamiento. El primero se utiliza para suprimir el traqueteo en una barra de mandrinar y el segundo para contrarrestar la vibración torsional de la impulsión de una máquina herramienta. Una ventaja de estos amortiguadores es que se pueden adquirir en el comercio.

Fig 19


La eficacia de todos los amortiguadores es proporcional a su masa (M2). Cuanto más grande sea por comparación con la masa vibratoria (M1) más eficaz será para suprimir las vibraciones.

Los límites prácticos para la razón de masa (M2 /M1) son: si es menor de 0.1 la reducción de vibración no suele ser importante y si es más de 0.30 es deseable, pero físicamente difícil de lograr, salvo que la amortiguación esté integrada en la máquina.

Se debe recalcar que M1 representa la masa que participa en la vibración, que rara vez es la masa total de la estructura de la máquina. Por ello, cuando se intenta corregir una vibración perjudicial, es importante saber desde el principio cuáles piezas están en movimiento y la naturaleza del movimiento. Una vez conocido, la selección del amortiguador adecuado es más fácil.

La aplicación de esas técnicas para reducción de vibraciones por parte de los fabricantes y los usuarios, pueden acrecentar la calidad del trabajo y la productividad. Las velocidades de corte más altas y los materiales más duros tienden a ocasionar tra-queteo; en este capítulo, se ha informado del origen del traqueteo, de la forma de localizar sus causas y cómo reducirlo.

Cada vez se trata de mejorar la productividad de las máquinas herramienta en condiciones de operación que son más exigentes con cada adelanto tecnológico que aparece en el renglón de la manufactura. Se exigen normas de calidad más estrictas pero con el uso de materiales cada vez más difíciles, de trabajar. Las herramientas de corte de velocidad ultraalta, las ruedas abrasivas de alta velocidad y los nuevos fluidos para corte se combinan para que la operación de las máquinas herramienta llegue hasta los límites estático y dinámico de los existentes y, al mismo tiempo, el fabricante se ve obligado a economizar en el diseño de sus máquinas.

En vista de estos factores, -el estudio de la vibración y traqueteo en las máquinas herramienta se ha vuelto una seria preocupación y, en la práctica, muchos fabricantes han modificado el diseño y funcionamiento de éstas. Los investigadores profundizan en la teoría de las vibraciones y traqueteo para explicar y predecir el comportamiento de las máquinas. Estas investigaciones teóricas, conllevan a métodos prácticos para aminorar la vibración y también apoyan las tendencias aceptadas en fabricación y diseño.

Al mismo tiempo, se crean nuevos instrumentos para el análisis de las vibraciones a fin de localizar la causa exacta de los puntos débiles o la fuente de la vibración en una máquina. La computadora digital, combina con los datos de pruebas y las teorías más recientes dan al diseñador la oportunidad de corregir las máquinas con puntos débiles o rediseñarlas por completo para lograr un diseño equilibrado.

Todos los efectos de la vibración y el traqueteo son perjudiciales. La duración de las herramientas de corte y las ruedas abrasivas se reducen en forma impresionante con los cortes durante los cuales hay vibración excesiva. Con frecuencia hay que desechar la pieza porque se exceden los límites de aspereza de superficie cuando hay vibración o traqueteo.

Asimismo, la máquina se deteriora a gran prisa durante los cortes con traqueteo por el desgaste excesivo de los componentes de precisión. Los trenes de impulsión, cojinetes del husillo y correderas son sólo algunos de los componentes sensibles de la máquina a los cuales perjudica la vibración. Esta puede ocasionar dificultades con las autoridades de higiene industrial (o de la OSHA en Estados Unidos). Aunque una máquina cumpla con todas las normas gubernamentales de funcionamiento normal, puede exceder de los límites de ruido cuando empieza el traqueteo en un corte.


Las vibraciones en las máquinas herramienta se clasifican en dos tipos: vibraciones forzadas y vibraciones autoexcitadas.

Las vibraciones forzadas las ocasionan los movibles rotatorios que producen fuerzas periódicas en la máquina. Cuando esos componentes están dentro de ésta se llaman vibraciones de fuerza interna. Las no relacionadas con la máquina, se llaman vibraciones por fuerza externa.

Los ejemplos de los causantes de las vibraciones. por fuerzas internas son los golpes de las herramientas, irregularidades en el tren de engranes, motores de las bombas hidráulicas o para fluido de corte, desequilibrio del husillo o acción ruidosa de sistema de servocontrol. Excepto los golpes de las herramientas, estas vibraciones existirán incluso cuando la máquina no corte virutas, porque están relacionadas con su funcionamiento normal. Las vibraciones por fuerza interna, por lo común, se eliminan con la modificación y el mejoramiento de la calidad del componente que las ocasiona, una vez localizado.

Los ejemplos de las vibraciones por fuerzas externas, típicas, incluyen otras máquinas que funcionen en las cercanías y transmitan vibraciones a través de la cimentación. Un método para minimizar estas vibraciones es poner aislamiento entre la máquina herramienta y los cimientos.

Fig. 20 a


Las vibraciones autoexcitadas se deben a una inestabilidad básica de un sistema o

proceso. En los procesos de remoción de metales, esta forma de vibración autoexcitada ocasiona traqueteo. La inestabilidad se debe a una combinación o interacción entre el proceso de remoción de virutas y las deflexiones estructurales o factores dinámicos de la máquina. Se debe mencionar que, al principio, la inestabilidad no lleva fuerzas vibratorias asociadas, sino que esas fuerzas crecen con el tiempo.

El proceso de traqueteo es similar a lo que ocurre en una carretera que tiene superficies irregulares. Los automóviles que tienen suspensiones idénticas (factores dinámicos de la máquina) y que funcionan a velocidades similares (velocidad de corte)

Fig. 20 b


desgastan en forma continua el pavimento con un patrón o dibujo definido. El movimiento de los neumáticos (llantas) se combina con el proceso de desgaste para producir las irregularidades de "tabla de lavadero" en un pavimento que en principio estaba liso. . Determinando la frecuencia de las vibraciones que el efecto de amortiguación con la barra de mandrinar tanto como sea posible. Observando la huella M mecanizado en la superficie de un agujero y usando la formula indicada proporcionará los valores de la frecuencia (F) que aparezca en la operación. 8.7 BARRAS ANTIVIBRANTES

El uso de las barras antivibratorias (fig. 20) se ha extendido hasta llegar a ser consideradas herramientas normales a seleccionar para optimizar las operaciones. No es más largo el último recurso de elegir estas herramientas para resolver los problemas de vibraciones cuando el voladizo de esta ha de ser grande. La tendencia a las vibraciones se reduce mediante el uso de herramientas correctas para mandrinar las cuales conducen a la obtención de una mejor calidad de las piezas de trabajo a través de un mejor acabado superficial y precisión, la seguridad de la operación es aumentada mediante una mejor acción de corte, al no romperse el filo de forma prematura. El fluido de corte es suministrado directamente a la zona de corte a través de la barra de mandrinar, lo que significa que el arranque de viruta en la zona de corte es mejorada también para un gran voladizo de herramienta. Las barras de mandrinar están provistas de planos y marcas apropiados para un exacto posicionamiento y un mejor reglaje, y la facilidad para realizar más operaciones en la misma pieza de trabajo para una misma preparación. Los niveles de ruido son bajos y los órganos de la máquina herramienta que son más propensos al desgaste por los efectos de las vibraciones se mantienen mejor. Para obtener el éxito en una operación de mandrinar deben tenerse en cuenta los siguientes puntos: • usar un diámetro de barra lo más grande posible poniendo el voladizo mínimo • usar una calidad de herramienta suficientemente buena asegurar que las superficies

de acoplamiento estén limpias y no estén dañadas cuando la herramienta sea montada


• el alojamiento en la torreta debe tener la forma correcta • el amarre de la herramienta en la torreta de la máquina debe dar la suficiente fuerza

de sujeción • seleccionar un gran ángulo de posición 90 - 75 grados • seleccionar un radio de punta del filo de corte pequeño • elegir una geometría de corte positiva • asegurar un buen control de viruta • evitar un desarrollo excesivo del desgaste en el ángulo de incidencia • usar fluido de corte para asegurar la evacuación de las virutas • seleccionar la barra de mandrinar adecuada al trabajo a realizar


8. 8 NOVEDADES CONSTRUCTIVAS: Los fabricantes de maquinas herramientas están aumentando la capacidad de amortiguamiento de sus máquinas introduciendo en sus nuevos diseños bancadas de concreto que consiste en un 92% de roca dura y aproximadamente 8% de resina epoxidica, actuando la resina exclusivamente como elemento aglutinante. Comercialmente se conoce como GRANITAN. Tiene propiedades de amortiguación de 6 a 8 veces superior a la fundición, teniendo a su vez reducida conductividad térmica. A continuación podemos observar los cortes típicos de dos bancadas (fig. 21) –una de GRANITAN y otra de fundición - y su capacidad de amortiguamiento (fig. 22)

Fig 21


Fig. 22


8.9 TOLERANCIAS ADMISIBLES DE LAS VIBRACIONES. ¿A qué grado de vibraciones se le puede llamar excesivo? La decisión de establecer como correcto un grado específico de vibraciones es con frecuencia un problema muy arduo, sobre todo cuando entran en juego paradas indeseables de maquinaria crítica para el proceso productivo. En la Fig.23 se muestra una tabla sobre las tolerancias de intensidad de vibraciones, cuyos valores son comúnmente aplicados para obtener una larga vida de servicio productivo de una máquina, Nótese que cuanto más altas son las frecuencias, más pequeñas resultan las vibraciones admisibles. Cualquiera que sea la decisión que se tome, tendrá que estar basada en un cálculo equilibrado de costos, tiempo de parada, vida de servicio de la unidad y la importancia individual de la máquina en relación con el proceso productivo de la factoría. En las máquinas herramienta de precisión, la aplicación de las tolerancias es más fácil, porque éstas pueden basarse en la aptitud de la máquina para proporcionar ciertos tamaños o límites del acabado. En la Fig. 24 vemos algunas tolerancias, cuyos valores representan el resultado de algunos años de experimentaciones con los análisis de vibración en máquinas herramienta. Los datos anotados nos indican los límites dentro de los cuales fueron producidos satisfactoriamente las partes a maquinar, datos que variarán de acuerdo con los tamaños y tolerancias de acabado que se exijan.

. Guía orientativa de ensayo sobre las vibraciones tolerables en las máquina herramientas (fig 24)

Tipo de Maquina

Desplazamiento de las vibraciones de acuerdo con las mediciones tomadas con el perceptor en la caja de la chumacera del husillo, en la dirección del corte Máximo admisible valor pico [µ ]

Rectificadora de perfiles o de contorneo

2.0

Rectificadora cilíndrica 2.5 Rectificadora de superficies (medición vertical)

5

Rectificadoras tipo Gardner o Besly

5

Rectificadora sin centro 2.5 Rectificadora de interior 2.5 Tornos CNC 5

Estos valores son datos prácticos emanados de la experiencia del personal del IRD, que ha estado dedicado a la localización de desperfectos en máquinas herramienta durante más de 10 años, por medio del equipo suministrado por el IRD. Ellos han establecido más bien datos dentro de los cuales se han producido satisfactoriamente las partes correspondientes y variarán, desde luego, de acuerdo con las tolerancias de acabado en cada caso


Fig 23



8.10 EVALUACION DE VIBRACIONES

Normas y Criterios

MAQUINAS

IS0 2372 ISO 2373 VDI 2056 DIN 45665 BS 4675 Blake Raush Criterios fabricantes

ESTRUCTURAS

DIN 4150 Bureau of mines USA BRS Digest N' 78 Crandell Ley 7229 - Pcia. Bs. Aires

PERSONAS

IS0 2631 IS0 5349 IRAM 4078 VDI 2057 DP 6897 Reiher Ley de Higiene y Seguridad en el Trabajo Meister Ley 7229 - Pcia. Bs. Aires

.


PROBLEMA CAUSA SOLUCION

Vibraciones provocadas por las herra-- Elevados fuerzas de mientas o por el montaje de la herra- corte radiales debido a: Interior con barras de mandrinar. Angulo de posición

Seleccionar un ángulo de posición mayor

Incorrecto. posible (K = 90°) Radio de punta demasiado Seleccionar un radio de punta más grande. pequeño.

Redondez inadecuada del, Seleccionar una calidad con recubrimeintofilo o refuerzo negativo. y con f ¡lo de corte agudizado.

Filo mate debido a un des- Escoger una calidad con mayor resistencia gaste en Incidencia al desgaste o reducir la velocidad. excesivo. Fuerzas tangenciales elevadas debido a. Geometría de la plaquita Seleccionar una geometría de plaquita que genera fuerzas de positiva. corte elevadas.

La rotura de viruta es de- Reducir el avance o seleccionar una 9 eo- masiado fuerte, lo cual ge- metria que permita avances más grandes. nera fuerzas de corte elevadas y vibraciones.

Fuerzas de corte variables Aumentar ligeramente la profundidad de o demasiado bajas debido corte para que la plaquita corte y evitar a una profundidad de corte que roce, demasiado pequeña y a la fricción de la plaquita.

Posicionamiento Incorrecto Verificar la altura. de la herramienta.

Inestabilidad en la herra- Reducir el voladizo, si es posible. mienta causada por un voladizo grande. Para las barras de mandrinar, utilizar el

mayor diámetro posible. Si el voladizo es de un tamaño superior a 4veces el diámetro, utilizar una barra antivi-bratoria (tipo 570).

La inestabilidad de la suje- Mejorar la sujeción de la barra de mandri- ción ocasiona una rigidez nar. la longitud de la sujeción debe ser, insuficiente. como mínimo, 3 veces el diámetro. Mejo-

rar o revisar el montaje.


PROBLEMA CAUSA SOLUCION

Las vibraciones se producen a consecuen cia de una estabilidad deficiente de la -

Problemas de máquina. Verificar la holgura de la máquina en los

má quina o las piezas sensibles a las - cojinetes, transmisión y las guías y efectúevibracines como los ejes finos o y largos o las piezas a mecanizar de pared delgada -

el ajuste o la reparación de ser necesario

. Piezas a trabajar sensibles Verificar el ajuste y procure que quede lo

a las vibraciones. más rígido posible. Intente proteger la pieza a trabajar contra las vibraciones o proporciónele un soporte con un dispositivo de sujeción, o por medio de materialesantivibratorios tales como el caucho o los plásticos.

Avance de mesa Irregular Ajuste el eliminador de holgura. Reduzca el avance por diente, por ejemplo incrementando la velocidad de corte. Pase al fresado en contraposición.

Holgura en el husillo (golpe Repare el husillo y la violento cuando un diente empieza

transmisión.

a cortar) Utilice un volante de Inercia, Reduzca el avance por diente, por ejemplo Incrementando la velocidad. Esto tiende a ejercer el efecto de un volante de inercia en la fresa. Pase al fresado en contraposición.

Vibraciones debidas a otras causas

Verifique el montaje de la

fresa. Cambie la geometría de la fresa. Cambie la velocidad de corte para romper la frecuencia de las vibraciones.


8.11 BIBLIOGRAFÍA

Nombre de Texto Autor Editorial

• Vibraciones en Maquinas Herramientas

(referencia 1)

Tobias Urmo

• Shock and Vibration Handbook CyrilM Harris &

Charles E. Crede

Mc Graw Hill

• Máquinas y Herramientas para la industria

Matalmecánica

Mc Graw - Hill

• Handbook of Mechanical Engineering Dübbel Springer

• Fundamento de corte de metales y de las

máquinas herramientas

Geoffrey

Boothroyd

Mc Graw - Hill

Capítulo 9 - Guías 1 de 68

9. FUNDAMENTOS DE LA CONSTRUCCIÓN DE LAS MÁQUINAS HERRAMIENTAS 9.1 INTRODUCCIÓN: El proyecto de la máquina herramienta se realiza teniendo en cuenta su misión de ejecutar económicamente piezas de una determinada forma y calidad. De este modo quedan perfiladas las siguientes condiciones: • La herramienta y/o la pieza han de moverse con la velocidad y en la dirección

deseadas (montaje del mecanismo principal, del de avance y del de cambio de marcha, así como de las guías).

• Al dar forma a las piezas hay que poder transmitir y absorber con la máquina los

esfuerzos que se presentan (constitución rígida y exenta de vibraciones de la máquina y su bastidor).

• Se han de poder producir piezas exactas (rigidez y exactitud de la máquina,

especialmente de las guías; marcha exenta de juego). • La máquina debe ser bien manejable (elementos de maniobra accesibles dispuestos

de modo bien visible y fáciles de empuñar con seguridad contra accidentes). • Ejecución correcta en cuanto a normalización (especialmente por lo que se refiere a

medidas de acoplamientos e intercambiabilidad de herramientas y de dispositivos de sujeción).

• Trabajo económico (tiempos accesorios y costos de adquisición y de mantenimiento

bajos). • Buen aspecto, forma práctica, incluso con vistas a la colocación y al transporte de la

máquina. • El equipo queda determinado por la aplicación económica que se prepara la

máquina. En resumen los elementos que entran en juego en el diseño de la máquina son:


Proyecto constructivo de

maquinas

Comport. estático y dinámico

Comport. térmico

Comport. al rozamiento y

desgaste

FORZADA


9.2 COMPORTAMIENTO ESTÁTICO Y DINAMICO A) -La rigidez de las estructuras es frecuentemente más importante en el diseño de máquinas herramienta por arranque de viruta que la capacidad de éstas de resistir cargas ya que las tensiones que corresponden a las máximas deformaciones admisibles son en general muy pequeñas. Ver los componentes básicos de las maquinas herramientas en la figura 9.1

Fig. 9.1


La idea de usar el concepto rigidez como parámetro de diseño, fue propuesta por primera vez por Krug, quien sugirió medir la rigidez como la relación entre la carga (Kg.) y la deformación (µ). Rigidez a la flexión = RF

Donde:

• P = carga • f = desplazamiento

Rigidez a la torsión = RT

Sin embargo el problema es más amplio, ya que no es solamente la deformación bajo cargas estáticas (peso de los elementos más las fuerzas de corte consideradas como estáticas) sino también es muy importante el comportamiento dinámico. En algunos casos el comportamiento de la máquina bajo la influencia de fuerzas pulsantes de corte (por ej: fresadoras) o fuerzas de inercia (torneado de piezas desequilibradas) es de mucha mayor importancia que el comportamiento bajo cargas estáticas La rigidez ya sea estática o dinámica, es acumulativa, es decir que está afectada por todos los elementos que entran en juego: uniones de piezas por medio de bulones o tornillos, películas de aceite en las guías y cojinetes, columnas de aceite dentro de los, cilindros hidráulicos, torsión de barras y tornillos de avance. El resultado combinado de todos estos factores debe ser tal que el desplazamiento relativo entre pieza y herramienta provocado por todos estos factores, se mantenga dentro de límites admisibles. El término "rigidez" debe ser considerado bajo dos aspectos:

1. Rigidez estática bajo cargas constantes. 2. Rigidez dinámica, o sea el comportamiento bajo fuerza de cortes pulsantes o

fuerza de inercia Entre las cargas más perjudiciales están aquellas que provocan flexión y torsión, ya que producen desalineaciones en los desplazamientos de los elementos de guiado y

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡==

µKg

fPRF

[ ][ ]radian

Kgmdeangulo

TorqueMtRT === torsión ϕ


provocan errores en el mecanizado. Las fuerzas que provocan tales efectos de carga son las siguientes:

1) El peso de las partes en movimiento de la máquina. 2) El peso de la pieza. 3) La fuerza de corte.

La rigidez está afectada por el material, tamaño y forma de la sección de la pieza sometida a las cargas. Las partes de máquina que deben soportar esfuerzo no siempre se pueden diseñar con sección constante que respondan a los modelos clásicos de estabilidad. Por razones funcionales tantos columnas bastidores bancadas llevan refuerzos, zonas con orificios, que representan problemas hiper estáticos. Esto puede apreciarse en los ejemplos correspondientes a componentes de torno figura 9.2, 9.3, 9.4, 9.5, y de una base de fresadora Kearney & Trecker (fig. 9.6)

Fig 9.2

fig 9.3


fig 9.4

Fig 9.5


Atento a estas limitaciones en el Laboratorio de maquina herramientas de la escuela superior técnica de Aachen (Alemania) fueron realizados experimentos con modelos relativamente simples que permiten a los diseñadores y constructores de máquinas obtener criterio práctico. Estos modelos pueden verse en la figuras 9.7 hasta la figura 9.13. Estas aberturas son casi inevitable sean las estructuras de las máquinas herramientas, ya que es necesario fijar en ellas cajas de velocidad, equipos auxiliares, etc.. Debe evitarse en lo posible sobre todo en la parte de la estructura que afecta a la precisión y rigidez. Esto es tenido en cuenta en las maquinas de diseño moderno

Fig 9.6

Fig 9.7


En la figura anterior (fig 9.7) se puede observar como se construyen máquinas con cuerpos atornillados consiguiéndose obtener máquinas robustas, manteniendo al mismo tiempo la posibilidad económica y técnica de fabricar los componentes.

En la figura 9.8 se observa un estudio realizado en la universidad de Aachen donde se ve el efecto del diseño sobre la rigidez torsional y a la flexión sobre los ejes x e y. Entre la figura a y b se han reducido la cantidad de tornillos de fijación (12 a 10) pero se los ha redistribuido. En las figuras c, d, e se observa como el agregado de refuerzos mejora de manera significativa la rigidez.

Fig. 9.8


En la figura 9.9 se muestra lo ya conocido de estabilidad la influencia de la forma en la variación de la rigidez

Fig 9.9


Fig 9.10


Fig.9 11 Características de la rigidez a la torsional de la fundición gris GG 20 y polímero de concreto


Fig 9.12 Demostración de la influencia que ocasiona un agujero cilíndrico y de un agujero oblongo sobre la rigidez torsional sobre estructura tubular


Fig 9.13


Sin embargo parta el cálculo analítico puede consultar el proyectista para primera aproximación los esfuerzos aplicados en maquinas herramientas típicas En la figura 9.14 se puede ver los distintos esfuerzos que afectan a los carros y patines (elemento muy usados en guías de máquinas)

Fig 9.14


Fig 9.15


Fig 9.16


Fig 9.17

Fig 9.18

Fig 9.19


En la practica las innovaciones y mejoras en el campo de la fabricación de las máquinas herramientas se hacen a través del desarrollo de modelos matemáticos (elementos finitos) fig 9.22, 9.23 y 9.24 y su verificación con el modelo real con straignet gages desarrollándose un camino de prueba y error figuras 9.20 y 9.21

Fig 9.20


Fig 9.21


Fig. 9.22 Centro mecanizado horizontal Cincinnati Milacron Maxim

Fig 9.23 Base de una talladora de engranajes


Los ultimas novedades se han presentado en el rediseño de las bancadas y componentes básicos con el reemplazo de las estructuras fundidas y soldadas por bancadas de concreto

Fig. 9.24 Bancada correspondiente a un centro de mecanizado MC 60 Extractado de Werkstatt und Betrieb 122 8

Fig. 9.25


Este nuevo material para bancadas consiste en roca dura fundida. El fabricante de máquinas EMAG le dio el nombre comercial de Granitan. La excelente amortiguación de vibraciones de las bancadas de concreto de polímero repercute muy favorablemente sobre la precisión del mecanizado y sobre la duración de las herramientas. El concreto de polímero es un material mixto compuesto de un 94 % de roca dura y aprox un 8 % de resina epóxido, actuando la resina exclusivamente como elemento aglutinante. Puesto que la roca es un material natural que no acusa tensiones internas no se producen modificaciones de medidas en las bancadas de las máquinas. Las ventajas de este material son-:

• Sobresalientes propiedades de amortiguación, 6 - 8 veces superior a la fundición. • Reducida conductibilidad térmica y por consiguiente ningún error de medidas

provocado por la transmisión de calor. • Gran resistencia frente a aceites minerales y emulsiones, no siendo necesaria

ninguna protección especial de las superficies del material. • Ninguna absorción de agua, por consiguiente, ninguna deformación, al igual de

como acontece con el hormigón hidráulico.

CARACTERÍSTICAS FÍSICAS DE LOS MATERIALES PARA BANCADAS, COLUMNAS Y BASTIDORES

ESPECIFICACIONES ACERO FUNDICION NODULAR GG 30 CONCRETO DE

POLIMERO

MOD.DE ELAST- αE (N/mm2) 2.1.10 5 1.7.10 5 0.5-1.1.10

5 0.4.10 5

PESO ESP. γ (N/dm3) 78,5 74,0 72,0 23,0

COEF. EXPAN.TERMICA

α(1/K) 11,1.10-6 9,5.10-6 9,0.10-6 10- 20.10-6

CAPACID.ESPEC.GENERACION DE CALOR C (J/Gk)

0,45 0,63 0,54 0,9-1,1

AREA DE RIGIDEZ σ (N/mm2) 400-1300 400-700 100 - 300 10-15

COND. TERMICA (W/(mK)) 14 ~ 52 29 54 0,9 ~ 1,1

El polímero de concreto es frecuentemente empleado en la manufactura de pequeñas y medianas máquinas (tamaño menor de 5 metros). Las guias y bujes roscadas para fijación de acero son aplicadas en el momento del moldeo de los componentes de concreto


En la figura 9.26 tenemos un ejemplo de ejecución de una estructura publicada en el Dübbel

Fig 9.27 a

Fig 9.27 b


Es elocuente ver el aumento de amortiguamiento que se logra con esta nueva técnica en la figura 9.27 a se observa una bancada en fundición gris y en la figura 9.27 b y la bancada equivalente en concreto. Las bancadas y cuerpos de “concreto” obligó a desarrollar distintas técnicas de fijación de guías de deslizamiento, soportes, elementos de fijación, etc. En la figura 9.28 se puede ver ejemplos de soluciones adoptadas para resolver este problema.

Donde:

I. Diseño de elementos de fijación. IIa Diseño de guías planas. IIb Diseño de guías en V III. Diseño de ranuras y canales de fluidos de corte IV. Diseño de elementos de fijación en relieve V. Diseño de elementos para anclaje para mover la máquina

Fig 9.28


9.3 GUIAS Las formas constructivas de guías utilizadas en las maquinas herramientas tienen una importancia fundamental pues conjuntamente con la terminación superficial la precisión dimensional y la ubicación en el espacio condicionan la "calidad" de la máquina, influenciando, la precisión obtenible sobre la pieza en elaboración. 9.3.1 STICK SLIP La aparición de las primeras máquinas de alta precisión y sobre todo las máquinas a Control-Númerico (NC) de principios de los años 60 crearon otras necesidades imperiosas. Fue menester conseguir uniformidad en el movimiento de traslación aún a las más bajas velocidades de avance, venciendo el tan pernicioso efecto del "stick-slip". Literalmente significa "bloqueo - deslizamiento" o también “atraso-deslizamiento” prácticamente significa "avance a saltos". Este fenómeno es debido principalmente a dos factores, el primero a que el coeficiente de rozamiento por deslizamiento en función de la velocidad disminuye hasta cierto valor mínimo, ver la figura 9.30 y luego sube nuevamente con aquella y el segundo a la inevitable elasticidad de toda la cadena cinemática interviniente en la traslación. Supongamos tener que desplazar una guía; aplicaremos una cierta fuerza o momento, cargando elásticamente los órganos como ya es dijo, hasta vencer la resistencia de rozamiento, instante en que la velocidad inicial es todavía Vi = 0 , luego de la cual la guía empieza su movimiento disminuyendo la, resistencia, al avance debido a que disminuye el coeficiente de rozamiento, con lo cual. se descarga toda la energía elásticamente almacenada produciéndose un mayor avance que se incrementa aún mas por inercia de todas las masas en movimiento, con lo cual se recuperan parcialmente todos los inevitables juegos, desde este momento la velocidad disminuye bruscamente, llegando frecuentemente a cero, aumentando nuevamente el coeficiente de rozamiento y con ello la repetición del ciclo.

Fig: 9.30 Variaciones del coeficiente de rozamiento (µ) en función de la velocidad de deslizamiento


Ambas condiciones dificultan la precisión de un sistema de avance debido a que puede resultar necesaria la aplicación de una fuerza considerable antes de que el movimiento se inicie, y una vez iniciado la fuerza necesaria puede disminuir rápidamente dando lugar al bien conocido fenómeno de «stick-slip». Las dificultades que ello ocasiona pueden evitarse empleando cojinetes de rodillos o cojinetes hidrostáticos. En algunas circunstancias pueden emplearse guías PTFE (Poli-tetra–fluor–etileno) (Teflon), las cuales, aun cuando no se lubriquen, presentan un coeficiente de rozamiento sensiblemente constante igual a 0,04. Como referencia tenemos:

Coeficiente de fricción

Material µ (lubricado) Acero sobre acero 0.09

Acero sobre GG 20 0.1

Acero sobre bronce 0.09

TURCITE 0.04 Acero sobre metales blancos 0.01

Cojinete lineal 0.003

Como referencia tenemos: • Cojinetes de rodillos. Se han desarrollado recientemente muchos modelos para guías de máquinas-herramienta. Tienden a poseer un coeficiente de rozamiento sensiblemente constante próximo a 0,004. Pueden sufrir el fenómeno de «brinelización» debido a la vibración de la máquina, o a que no se elimine el peso sobre el cojinete durante el transporte. Su rigidez transversal es a menudo relativamente baja. No presentan la habilidad de compensar los errores de fabricación en las guías. • Cojinetes hidrostáticos. Los cojinetes hidrostáticos empleados en las máquinas-herramienta utilizan aceite (o aire) como flúido de trabajo, pero en principio puede emplearse cualquier flúido. Se requiere una bomba extema para mantener la película de aceite. Sus grandes ventajas son:

(a). - Ausencia de «stick-slip». (b). - Cuando se emplea aceite el coeficiente de rozamiento es muy reducido, siendo proporcional a la velocidad: usualmente próximo a 0,0004 por m/seg.


(c). - Cuando se desee puede eliminarse la presión para establecer contacto entre las dos superficies y lograr un elevado coeficiente de rozamiento. (d). - El desgaste es despreciable; pueden emplearse directamente guías de acero, lo cual introduce economías en el proyecto y construcción de estructuras soldadas. (e). - Poseen una elevada rigidez en la dirección transversal (pero una baja resistencia a las vibraciones en la dirección de avance). (f). - Pueden hacerse auto-compensantes para lograr un espesor constante o variable de la película de aceite, según se desee. (g). - Se promedian los errores en la precisión de las guías, permitiendo el empleo de superficies de menor coste.

Sus desventajas son:

(a). - La complicación extra de una bomba exterior, etc., con su coste adicional. (b), - La posibilidad de distorsión de la máquina-herramienta si no se enfría el aceite que alimenta el cojinete. (c). - La baja resistencia a las vibraciones en la dirección de avance.

9.3.2 PRINCIPIO DE COMPORTAMIENTO DE LOS SISTEMAS DE GUIAS EMPLEADOS

a) Hidrodinámicos 1 - Bancada 2 - Guía o patín 3 - Suministro de aceite

b) Guía Hidrostática c) Guía aerostática d) Guías rodantes

Fig 9.31


9.3.3 FORMAS CONSTRUCTIVAS DE LAS GUÍAS PARA MÁQUINAS HERRAMIENTAS 9.3.3.1 GUÍAS RECTILINEAS Las guías para el movimiento rectilíneo de la mesa y carro juegan un papel muy importante en las máquinas-herramientas, debiendo poseer las siguientes características:

a) Deben permitir una disposición correcta de las piezas que se mueven sobre ellas, es decir, poseer un alto grado de precisión de forma y posición. b) Deben calcularse y disponerse de tal manera que no puedan ceder con la carga, evitando descentramientos, ladeamientos, elevaciones y deslizamientos anormales de las piezas que se desplazan sobre ellas. c) Deben tener el mínimo desgaste posible. Cuando este desgaste se produzca, deben poder repararse fácilmente. d) Deben poder protegerse fácilmente contra la suciedad y los golpes o roces. e) Deben poder engrasarse bien.

Respecto a su cometido se dividen en: guías directrices, que fijan las distintas posiciones de las piezas (guías del contrapunto), y las guías de deslizamiento, que asignan una vía determinada a las piezas deslizantes bajo carga, estando sometidas por este motivo a un gran desgaste (las guías de la mesa de una cepilladora). Las guías rectilíneas se construyen principalmente como cojinetes de deslizamiento, y ocasionalmente también como rodamientos. Los rodamientos a causa de su pequeña fricción, tienen la ventaja de proporcionar fácil movilidad al carro (lo que es esencialmente importante en pequeñas velocidades de deslizamiento, y para el posicionamiento rápido y preciso) y presentar poco desgaste. Como elementos de rodadura se emplean bolas, rodillos y agujas en rodillos de apoyo, en jaulas planas, o como cadenas de rodillos. Las guías de rodadura deben ser suficientemente duras, y pueden construirse en forma de guías planas prismáticas o en V. Son poco adecuadas para la absorción de grandes esfuerzos. y relativamente caras. Las guías pueden ser: blandas y rasqueteadas o fresadas, o bien endurecidas (templadas) y rectificadas. Las guías rasqueteadas se caracterizan por la facilidad de lubricación de su superficie. Además, por rasqueteado, que suele efectuarse a mano, se ajusta con mucha precisión la posición relativa de las dos guías, pudiéndose repasar éstas con facilidad en caso de desgaste. Constituyen sus principales desventajas los largos tiempos de fabricación y los costes elevados. Por esta razón, frecuentemente lo que se hace es terminar las guías de tipo blando, especialmente cuando se trata de grandes máquinas, con un fresado fino (rugosidad de 4 a 10 mu de profundidad). La calidad de las superficies rasqueteadas que, por otra parte, presentan buenas calidades para la impermeabilización, viene definida por el número de puntos de


figura 9.32. Calidades del rasqueteado. Cantidad de puntos

de contacto por pulgada cuadrada

Creces mecanización en

mm

Cantidad necesaria de rasqueteados suplementarios

Debastado 1....3 - 3...5 Rasqueteado previo 3....5 0.03...0.06 6...8 Afinado 5...10 0.05...0.08 8...12 Rasqueteado fino 10...20 0.08...0.1 12...15 Rasqueteado de precisión 20...25 0.08...0.15 15...20 contacto por pulgada cuadrada. La figura 9.32 expresa los grados de calidad alcanzables en rasqueteado. Las guías de las máquinas herramientas se fabrican con 12 a 16 puntos de contacto. Las guías templadas se mecanizan difícilmente a causa de la deformación de temple y son muy difíciles de repasar en caso de desgaste; sin embargo, son más resistentes al desgaste que las blandas. En cada guía deslizante se produce desgaste. el cual en el transcurso del tiempo origina un aumento no permisible de la holgura, y, como consecuencia, una falta de precisión en dichas guías. En las zonas de uso más frecuente, el desgaste es mayor que en los restantes lugares. Por este motivo, no siempre es posible recobrar la precisión primitiva incluso por medio de adecuados dispositivos de ajuste. Para que tenga precisión una máquina herramienta, es necesario que las guías tengan resistencias al desgaste, y que existan dispositivos eficaces de protección contra suciedades y averías. La resistencia al desgaste de las guías depende, no sólo de la clase de material empleado o del grado de dureza alcanzado, expresado en dureza brinell o rockwell sino de los siguientes factores:

a) De la estructura cristalina (se ha demostrado como muy favorable una distribución reticular lo más fina posible de cristales duros en una matriz más blanda). b) De los dos materiales en contacto (es favorable, por ej. la fundición sobre acero, o materiales sintéticos sobre acero). C) De la calidad de la superficie.

Si las guías y el bastidor son de una sola pieza, es difícil obtener una adecuada resistencia al desgaste. Por motivos técnicos de fabricación se usan actualmente, además de guías endurecidas superficialmente (que, en general, sólo se fabrican hasta longitudes de 5 m), guías rectas independientes, y unidas al bastidor. Estas guías pueden ser fabricadas de materiales especialmente resistentes al desgaste, siendo pegadas y atornilladas al bastidor. Además,


pueden someterse antes del montaje a un tratamiento térmico conveniente para mejorar la resistencia al desgaste o recubrirse con una capa superficial resistente al mismo. Cuando el desgaste llegue a ser grande, pueden cambiarse sin dificultad. Este procedimiento moderno permite así utilizar parejas de metales adecuados y tiene muchas ventajas de mecanizado. La presión superficial admitida sobre las guías de deslizamiento alcanza, experimental mente, los siguientes valores:

Acero sobre fundición gris o acero (templado) 15 kp/cm2 Acero sobre fundición gris (sin templar) 10 kp/cm2 Fundición gris sobre fundición gris 5 kp/cm2 Máquinas de mecanizado de precisión y rectificadoras

1 kp/cm2

Las guías pueden ser cerradas (fig. 9.33 a) cuando el conjunto móvil de la máquina está dotado de un solo grado de libertad

y abiertas (fig.9.33 b) Las formas predominantes de las guías de deslizamiento se muestran en la (fig.9.34). En las máquinas - herramientas se emplean frecuentemente guías combinadas, en las que una de ella es plana y la segunda en V o bien en forma de cola de milano (fig. 9.35). Las guías que se fabrican como placas que se fijan con tornillos a las bancadas de fundición gris o se sueldan a las de acero, se llaman guías adaptadas. Las guías en las que está previsto el engrase de las superficies conjugadas con aceite a presión, con lo que se crea una almohadilla de engrase, se llaman guías hidroestáticas - Ver punto 9.3.3.6 -

Fig. 9.33

Fig. 9.34


En la actualidad, en las máquinas - herramientas se emplean con mayor frecuencia guías de rodadura en las que para el movimiento de los conjuntos de la máquina se utilizan cuerpos de rodaje, es decir, bolas o rodillos. Como las de deslizamiento, las guías de rodadura pueden ser abiertas (fig. 9.36) o cerrada (fig. 9.37) y (fig. 9.38 a b ). de la máquina - herramienta relacionados con ella. Las guías de deslizamiento y las de rodadura, en las que se emplean cuerpos intermedios de rodaje (bolas o rodillos), encuentran extensa aplicación en las máquinas herramientas.

Fig 9.36 Guía abierta

Fig 9.37 Guía cerrada


Fig 9.38a Guía abierta

Fig 9.38b Guía cerrada


Comparación de una guía de milano de deslizamiento normalizadas fig. 9.52 y una guía de milano obtenido con elementos de rodadura normalizada también fig. 9.53

Fig. 9.52

Fig. 9.53


Con cojinetes de aguja también puede obtenerse soluciones de guías abiertas y cerradas; Este tipo de elementos se utilizan en espacios limitados (fig. 9.54 a, b, c ))

Fig 9.54 a Guia cerrada

Fig 9.54 b Guía abierta

Fig 9.54 c Guía cerradas en V


Ejemplos de funcionamiento de los elementos normalizados para la construcción de guías con elementos rodantes Fig 9.55 a y b

Fig 9.55 a

Fig 4.55 b


9.3.3.2 GUÍA PLANA se caracteriza por una perfecta absorción de esfuerzos, poco desgaste y pocos gastos de fabricación En cambio, es difícil conseguir un guiado preciso con ella. (fig. 9.39a y 9.39b)

9.3.3.3 GUÍAS EN ÁNGULO EN V Guias simétricas o asimétricas en ángulo en V. Permiten un guiado muy preciso, y al desgastarse se autoajusta en cierto grado. Sin embargo a causa de la cuña formada por las guías, no absorben bien los esfuerzos. (fig 9.40)

Con características iguales de rozamiento, la fuerza de desplazamiento es, por lo mismo, 67% mayor. La guía doble en ángulo o en V es estáticamente indeterminada, y cuando las cuatro superficies guía han de soportar carga, deben ser fabricadas con una precisión extraordinaria. Por ello, se recurre frecuentemente, a guías compuestas de una guía plana y una guía en ángulo. 9.3.3.4 GUÍAS CILÍNDRICAS Las guías cilíndricas se caracterizan por su fabricación sencilla y barata. Sin embargo, no se pueden emplear en todos los casos, pues en el sistema de carga libre y sin «apoyo de bancada» necesitan una gran sección. Son adecuadas, por lo tanto, sólo como guías de montante o de columna en sistemas de construcción vertical. (fig 9.41)

Fig 9.39

Fig 9.40


9.3.3.5 GUIAS COLA DE MILANO Las guías en cola de milano (fig 9.35 y 9.42) se usan para guía del carro superior, ya que permiten una altura reducida. Una desventaja de esta sencilla forma la constituye su difícil mecanización, así como el peligro de rotura de las deslizaderas del carro por el efecto de cuña.

Fig 9.42 Fig 9.35

Fig 9.41

Fig 9.43


La corrección y el ajuste de la holgura de las guías se efectúan por medio de regletas de ajuste instaladas en el carro. Las regletas de ajuste (fig 9.43, 9.44, 9.45, 9.46) rectas deben ser debidamente dimensionadas para que al atornillarse no flexionen localmente. Las cuñas de ajuste se apoyan siempre en su longitud total, y son, por ello, más fáciles de manejar. La difícil fabricación de las guías inclinadas del carro se evita por la instalación de una doble cuña

El levantamiento del carro se evita colocando una cuña de contención. En carros o mesas grandes, puede prescindirse muchas veces de la mencionada cuña de contención.

Fig 9.46

Fig 9.44

Fig 9.45


9.3.3.6 GUÍAS HIDROSTÁTICAS

De la bomba el aceite es enviado bajo presión por las válvulas de restricción de flujo Ro a las recamaras hechas en las guías. De las recámaras el aceite fluye por la luz de tolerancia h entre carro y guías. En esta tolerancia h la presión de aceite varía aprox. en función lineal. La capacidad de carga de la lubricación hidrostática puede ser calculada por:

α⋅⋅= FPP 1

Fig. 9.47

Fig.9.48


Donde: P1 = presión en las recamaras F = área de contacto de guías α = factor que está en función de la caída de presión de aceite en las recamaras Ro de

la tolerancia h entre guías

La figura da las proporciones de recámaras El tipo: I) se emplea en guías angostas II y III) se emplea en guías anchas (mas 50 ó 60 mm) Estos parámetros principales se determinan por las siguientes relaciones: a1 ≅ 0.1 B a2 ≅ 2 a1

a ≅ 0.5 a1 La rigidez de la película lubricante hidrostática es directamente proporcional a las fuerza normal e inversamente proporcional a la magnitud de la tolerancia h.

pp = presión de bomba p = fuerza normal La tolerancia h debe ser lo más pequeña posible con alto grado de terminación superficial (16 a 20 spots en 25x25 mm). Se puede tener 15 a 25 µ Estos valores dan rigidez de 100 kg./µ.

21 a

31

36631

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

⋅⋅⋅

+⋅

+⋅

+=BL

blB

bL

lα

hP

pp

jp

⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⋅= 113


En cierto caso se utilizan guías aerostáticas (fig.9.51 a y b), en las que entre las piezas conjugadas se crea un cojín de aire.

Fig 9.49

Fig 9.50

Aire a presion 3 a 4 kg/cm2

d = 0.2 a 0.5 mm d ≅ 15 a 20 h

9.51a Fig 9.51 b


9.3.3.7 RESUMEN A continuación se muestra una tabla extractada del Dubbel donde se muestra una comparación del tipo de cojinetes usados en guías

Coj

inet

e de

ro

dadu

ra

Coj

inet

e H

idro

dina

mic

o

Coj

inet

e H

idro

stat

ico

Coj

inet

e A

eros

tátic

o

Coj

inet

e M

agné

tico

Limite de Velocidad a Vida en servicio b b b Libre de vibraciones Amortiguamiento ∅ Rigidez ∅ Lubricación (costo) c Potencia perdida ∅ Precio (adquisición, mantenimiento) c ∅

Donde:

Extremadamente alto Alto

∅ Medio Bajo

a Depende del sistema de lubricación b Operación libre de fallas c Mediano con aceite de lubricación

Capitulo 9- Diseño de Maq. Herram 43 de 68

9.4.COJINETES DE RODADURA Muchos diferentes tipos de rodamientos se usan en las máquinas - herramienta, cada uno de los cuales aplicado en las posiciones donde por sus propias especiales cualidades Puede ser más satisfactorio su empleo. La disposición de los rodamientos del husillo principal es decisiva para la calidad de una máquina - herramienta, ya que la exactitud de giro y la rigidez del husillo y de sus rodamientos influyen en la precisión del mecanizado y el rendimiento de la máquina. Las exigencias de uniformidad de superficie, precisión de medidas y forma de la pieza a trabajar, pueden por esto combinarse con ciertas demandas que deben cumplir los rodamientos de las máquinas - herramienta; por ejemplo, la exactitud de giro y la rigidez de los rodamientos debe ser grande, es decir la menor deformación elástica posible a carga variable, y su momento de rodamiento debe ser bajo, lo que asegura baja temperatura de marcha altas velocidades y variaciones insignificantes de temperatura dentro de los intervalos de velocidades de giro del husillo. Los problemas existentes en la disposición de los rodamientos del husillo principal, no pueden solucionarse satisfactoriamente actualmente con los rodamientos de ejecución normal. Por esto SKF ha construido rodamientos especialmente destinados para máquinas - herramienta.

9.4.1 RODAMIENTOS ESPECIALMENTE DESTINADOS A LOS HUSILLOS PRINCIPALES

9.4.1.1 Los rodamientos de dos hileras de rodillos cilíndricos se fabrican en dos series de dimensiones, NN 30 K, fig. 9.73, y NNU 49, fig. 9.74. En los rodamientos de la serie NN 30 K los rodillos son guiados por la pestaña central del aro interior, ejecutado con agujero cónico. En los rodamientos de la serie NNU 49, los rodillos son guiados por la pestaña del aro exterior; el aro interior puede tener agujero cónico o cilíndrico. Los aros de los rodamientos de la serie NNU 49 son muy delgados y por ello no se fabrican estos rodamientos para diámetros de eje menores de 100 mm. La altura de sección de los rodamientos de ambas series es baja, lo que permite un diámetro grande del husillo aunque el espacio sea limitado. Los rodamientos de la serie NN 30 K se fabrican en dos clases de tolerancias: SP (Special Precision) y UP (Ultra Precision). Los rodamientos de la serie NNU 49 con agujero cónico (denominación NNU 49 K), se fabrican en una ejecución según las clases SP y UP, y los rodamientos con agujero cilíndrico según la clase SP. Los rodamientos de dos hileras de rodillos cilíndricos solamente pueden soportar cargas radiales. Tienen un gran número de rodillos que están colocados al tresbolillo. Los rodamientos están provistos de un portarrodillos macizo y taladrado. Gracias a esta construcción, su deformación elástica radial es muy pequeña en relación con otros tipos de rodamientos. Los rodamientos pueden trabajar con juego muy pequeño o, en ciertas condiciones, con juego negativo. El montaje sobre asiento cónico permite también un ajuste exacto del juego.


9.4.1.2 Los rodamientos axiales de dos hileras de bolas con contacto angular fig. 9.75, tienen un ángulo de contacto de 60°. Estos rodamientos se fabrican en las clases de tolerancias SP y UP. Generalmente, los rodamientos se montan junto con rodamientos de la serie NN 30 K. La deformación elástica axial es pequeña, ya que el número de elementos rodantes es grande. Los rodamientos son de doble efecto. La anchura del anillo de separación entre los aros del eje está ajustado de forma que una vez montados los rodamientos estén precargados a un valor adecuado. Dado que la deformación elástica axial del rodamiento es muy pequeña, los ajustes demasiado fuertes originan un aumento considerable de la precarga y por esto deben aplicarse las tolerancias indicadas. Los rodamientos están provistos de portabolas macizos. Teniendo en cuenta que están destinados a montarse junto con los rodamientos de dos hileras de rodillos cilíndricos, las tolerancias del diámetro exterior están ajustadas de forma que los aros del soporte puedan pasarse fácilmente por el asiento de los rodamientos de rodillos cilíndricos correspondientes de la serie NN 30 K. Se ha elegido el diámetro interior de los aros del eje, de forma que el rodamiento pueda montarse en el extremo grande del Fig, 9.73 Rodamiento de dos hileras de rodillos cilíndricos, serie NN 30 K

Fig., 9.74 Rodamiento de dos hileras de rodillos cilíndricos, serie NNU 49 K

Fig. 9.75 Rodamiento axial de dos hileras de bolas con contacto angular, series 2344(00) y 2347(00)


asiento cónico para rodamientos NN30K, serie 2347(00) o bien en el extremo pequeño, serie 2344(00) 9.4.1.3 OTROS RODAMIENTOS Existe un gran universo de tipos variados de otros rodamientos que escapan por su existencia a este trabajo de recopilación. Para los interesados para una mayor información lo remitimos al ya mencionado libro “SKF Rodamiento de Máquinas Herramientas” que es donde surge gran parte de esta recopilación. No podemos cerrar este tema sin mencionar los rodamientos de cerámica usados en máquinas de alta velocidad. Estos rodamientos constan de anillos y elementos rodantes de Nitruro de Silicio (Si2N4) que dan excelentes resultados a altas R.P.M. Por ultimo para referencia extractado del libro ya mencionado las figuras 9.76 y 9.77

Fig. 9.76


Fig 9.77


9.4.2 COJINETES HIDRODINÁMICOS Los cojinetes hidrodinámicos, aquellos que llevan patines articulados se están utilizando en muchas máquinas (fig.9.78). Se han logrado importantes progresos en los cojinetes con patines articulados al unir estos últimos entre sí mediante un elemento flexible. A menudo se los pre comprime sobre el eje que han de sostener, de modo tal que durante el funcionamiento, la película que se forma sea muy fina, obteniéndose una elevada rigidez. Para los husillos y mandriles de precisión se han desarrollado cojinetes con tres y hasta cinco lóbulos, los cuales están fijos mientras que su centrado queda asegurado a, través de las reacciones hidrodinámicas sobre el eje. De esta manera, se pueden realizar cojinetes con una buena rigidez y de un funcionamiento muy estable (fig. 9.78 b y 9.79).

Fig 9.78


El campo de aplicación de estos cojinetes donde se requiere alta precisión, buenas características de amortiguamiento y una velocidad de operación alta y virtualmente constante. Uso libre de desgaste en la zona de fricción viscosa, o donde hay una alta potencia en construcciones pequeñas con zona de lubricación mixta. En sección circular (gorrón cojinete) se los puede encontrar en equipos grandes: roladoras, balancines, tornos grandes. Los cojinetes hidrodinámicos de varios lóbulos son usados como cojinete de husillos para baja potencia, rectificado de alta velocidad, alesado, y máquinas de terminación. Estos cojinetes deben ser evitados en aplicaciones con frecuentes arranques y paradas, con fluctuación de potencia y cargas multidireccionales. Los bujes de deslizamiento son normalmente diseñados con forma cónica para control y pueden estar prensados o pegados. Para prevenir tensiones en los bordes, se los debe instalar con precisión y debe ser mínimo la flexión del eje. Los materiales de deslizamiento incluyen material blanco y/o bronce. La superficie del eje debe ser tratada (cementada y templada), rectificada y lapidada. La rugosidad y los errores de circularidad deben ser entre 1 y 2 µm. La tolerancia diametrales h7 a h8, el juego es 0.4 a 3 %o del diámetro y una longitud/diámetro de 0.5 a 1

Fig 9.79


9.4.3 COJINETE HIDROSTÁTICO Otro tipo de cojinete con aceite que se está empleando desde hace años, es el cojinete hidrostático. Múltiples investigaciones sobre este tipo de cojinete han permitido llegar a un profundo conocimiento de su funcionamiento, lográndose aumentar su rigidez. Esto se ha obtenido mediante el empleo de un sistema de retroaccion sensible a cualquier desplazamiento del eje y a la presión reinante en el cojinete(fig. 9.80, 9.81 y 9.82).

El campo de aplicación de estos cojinetes es la cojinetes principales en rectificadoras, torneado de terminación (hard turning) y alesado y fresadoras donde se deben soportar grandes cargas y simultáneamente trabajar a altas velocidades. Sin embargo, la mayoría de estas características de operación deben ser tenidas en cuenta con la apropiada selección de los parámetros estructurales de la máquina. Las ventajas de estos cojinetes están balanceados por el alto costo del equipo de suministro de aceite y las prescripciones de seguridad que se deben tomar en caso de roturas (un error de operación pueden destruir este cojinete). Aceite de baja viscosidad deben ser usados para mantener bajos los niveles de perdidas por fricción y evitar que el calor generado provoque soldaduras de material a velocidades de deslizamiento de 15 m/ s o mas. Se requiere una tolerancia entre macho y hembra de aprox. 30 µm Se debe tener especial cuidado con la resistencia del eje a la flexión , porque si la fricción seca llega a ocurrir el resultado es la marca del cojinete.

Fig 9.80

Fig 9.81


Fig 9.82

9.4.4 COJINETES AEROSTÁTICOS Y AERODINÁMICOS Para las velocidades elevadas, el perfeccionamiento de los cojinetes con aceite queda limitado por la importancia de las pérdidas debidas a la viscosidad del fluido utilizado, recurriéndose al empleo de cojinetes con aire, los cuales pueden ser aerostáticos, aerodinámicos o mixtos. Los cojinetes aerostáticos se aplican en especial para las velocidades relativamente bajas (menos de 15.000 r.p.m.), en aquellos casos en que se requiere una elevada calidad de la precisión de rotación. Para las velocidades elevadisimas se emplean cojinetes aerodinámicos, cabiendo señalar que para obtener operaciones seguras de puesta en marcha y parada de los husillos montados sobre estos cojinetes, son necesarias ciertas realizaciones muy especiales. 9.4.5 COJINETES MAGNÉTICOS Los cojinetes magnéticos activos, que ya se encuentran en el comercio, constituyen una gran promesa para los husillos de fresadoras según dice su fabricante SKF Industries.


En este nuevo diseño, hace flotar la mesa rotatoria en un campo magnético, detecta las posiciones radial y axial del eje y ajusta al instante el campo magnético con circuitos electrónicos para mantener la posición deseada. En los cojinetes SKF se emplean amplificadores de semiconductores para conmutar corrientes altas a impulsos y de alta frecuencia, hasta de 15 KVA con frecuencias hasta de 17 kHz. Según dice su fabricante, tienen capacidad de carga de " varias" toneladas. En un trabajo para un productor de molinos de rodillos en Europa, con dos cojinetes de 330,2 y de 254 mm de longitud cada uno, se soporta un rodillo para litografía que pesa 2100 kg. para esmerilar y pulir a velocidades de 1600 r.p.m. y con una exactitud de 0.001. Lidköpings Mek Verkstads AB, fabricante de máquinas herramienta en Suecia, y subsidiaria de SKF ha incluido el principio de los cojinetes magnéticos activos en los electrohusillos para esmerilar y fresar; funcionan a 60 000 r.p.m. y se dice que desarrollan hasta 4 hp a velocidad máxima. Esta fábrica trabaja en el perfeccionamiento de un husillo para 60 000 r.p.m. y con 10 HP disponible. 9.4.6 RESUMEN En el Dübbel se recomienda como campo de aplicación de cada cojinete la siguiente tabla:

Coj

inet

es d

e ro

dadu

ra

Coj

inet

e hi

drod

inám

ico

Coj

inet

e hi

dros

tátic

o

Coj

inet

e ae

rost

átic

o

Coj

inet

e m

agné

tico

Coj

inet

es d

e hu

sillo

Fresadoras estandart

Fresado de Alta velocidad c b

Rectificado cilíndrico interno b

Rectificado cilíndrico externo a a a a

Torneado a a a a

Alesado

Cojinetes de mesas

Husillos de avance

Ejes de cajas de transmisión

Aplicable Aplicable con limitación No aplicable

a Son requeridos cuando la rugosidad es menor que 0.2 µm b Limitado por la lubricación c Velocidad mayor a 106 mm/min.


9.5 TORNILLOS A RECIRCULACIÓN DE ESFERAS DE PRESICIÓN Las exigencias que presentaron los diseños de las máquinas herramientas de control numérico para aumentar la precisión y eliminar los rozamientos (ver stick slip) obligó a reemplazar los clásicos tornillos patrones de rosca trapezoidal por ejes rectificados y tuercas a recirculación de bolillas. Estos elementos de aplicación se aprecian en la figura 9.85 y 9.86

Fig. 9.85

Fig. 9.86


los componentes de recirculación de bolillas propiamente dichos se aprecian fig. 9.87 a y b

La geometría del perfil de los husillos a bolas actualmente se fabrican dos tipos de rosca semicircular y ojival ver figuras fig. 9.88

Fig 9.87

Fig 9.88


Complementando el buje de esferas de precisión donde se pueda apreciar el curso de la recirculación de las esferas se aprecia viendo las figuras 9.89 y 9.90

9.5.1 VENTAJAS DE UN TORNILLO A BOLILLAS RECIRCULANTES: El tornillo a bolillas recirculantes es asimilable a un rodamiento a bolillas. Posee un rendimiento elevadísimo cercano al 90 % en caso de movimiento de rototranslación (curva A de la fig. 9.91) o también ligeramente inferior a 80 % en el movimiento de translación - rotación (curva B de la fig. 9.91). La comparación con un tornillo de rosca trapezoidal está ilustrado en la curva C de la fig. 9.91 donde se aprecia la diferencia de

Fig 9.89

Fig. 9.90


rendimiento. Reducción general de las dimensiones del tornillo. Reducción del par motor aplicado. Desgaste reducido.

9.5.2 PRECARGA Para evitar el juego en un tornillo a bolillas se utilizan dos tuercas debidamente precargadas. Existiendo dos tipos posibles de precarga de compresión y de tracción Esto se aprecia en figuras 9.92 y 9.93

Fig 9.91

Fig. 9.92


Fig. 9.93

A continuación podemos apreciar la rigidez axial que se obtiene con la mencionada precarga y con el diseño ojival de la rosca Fig. 9.94

Fig. 9.94


9.5.3 CARACTERISTICAS DE LOS TORNILLOS A BOLILLAS Estos elementos se construyen según norma DIN 69051 siendo sus controles determinantes su error de paso y su torque fig.9.95 y 9.96

Normalmente se construyen los tornillos a bolillas de diám. 25 hasta diám. 125 y pasos 5, 6, 10, 12, y 20 mm. hélice derecha. Para hélice izquierda se debería consultar a los fabricantes. El largo de los tornillos son de hasta 3000 mm. Longitud total roscada 2500 mm. Consultar con los fabricantes sobre otras dimensiones. Por falta de espacio omitimos la marcha de cálculo de estos componentes, como referencia recopilamos tablas que orienten su selección Fig.9.97 y 9.98

Fig. 9.95

Fig. 9.96


Fig. 9.97


Fig. 9.98


COMPORTAMIENTO TÉRMICO DE LAS MÁQUINAS HERRAMIENTAS: Los elementos constitutivos de una máquina: sistema de medición, servo para posición y factores de la máquina, se diseñan para trabajar en ciertas condiciones determinadas de temperatura ambiente estables, condiciones especificadas de carga, intervalos de utilización, etc. Cualquier condición que cree cambios en estos elementos con respecto al tiempo determina la repetibilidad de la posición de la máquina. Esas condiciones incluyen factores térmicos (ambientales), cargas externas y el desgaste de la máquina.

Desde luego, los más problemáticos son los factores térmicos, que incluyen los efectos del calor generado dentro de la máquina y los efectos de los cambios en la temperatura ambiente. Los efectos de los factores térmicos junto con los efectos del sistema de medición, servo para colocación y factores de la máquina, determinan la exactitud de la

Fig.9.100. Ejemplo de deformaciones relacionados con temperatura en una fresadora: Principales fuentes de calor:

1. Rodamientos. 2. Fluidos de corte 3. Engranajes y embragues 4. Bombas motores 5. Guías 6. Corte

b. Deformaciones por fuentes internas c. Deformación por fuentes externas


máquina. La figura 9.101 es una vista lateral de la máquina herramienta hipotética. Con la máquina a una temperatura ambiente estable de 20°C., el husillo fresará en la posición correcta ilustrada. Pero, conforme funciona la máquina, se genera calor en el husillo y en el tren de engranes y se calienta la columna.

Fig. 9.101 a

Fig. 9.102

Fig. 9.101 b Influencia de la temperatura sobre la bancada de un torno de fundición


Conforme aumenta la temperatura de la columna, ésta se dilata y la línea de centro del husillo se aleja de la mesa. Este movimiento crea un error en la posición en la pieza de trabajo, como se indica con las líneas discontinuas de la figura 9.101a. En forma similar, si aumenta la temperatura de la mesa, por el calor en el depósito del aceite hidráulico, tren de engranes, etc., el cojinete de guía del sinfín de avance se correrá a la izquierda (Fig. 9.102). Este crecimiento térmico producirá un desplazamiento o cambio en la posición de los mecanizados con relación a un borde de guía; pero el espaciamiento entre los fresados seguirá siendo correcto. Este tipo de error, que se ilustra en los dos ejemplos precedentes, se denominará error de posición de referencia, es decir, ocurre entre el husillo y una posición de referencia en la mesa, por lo común en la parte superior de ella, en la ranura T o en el bloque de guía. EL TORNILLO PATRON SE DILATA Durante el funcionamiento de la máquina, aumentará la temperatura del tornillo patrón debido al calor por fricción entre la tuerca y el sinfín. El sinfín se alargará en proporción con el aumento de temperatura, lo cual aumentará el avance de la rosca y producirá un error en la exactitud de medición. (dependiendo del sistema de medición) Se debe tener en cuenta que el error creado es proporcional a la diferencia en temperatura entre la pieza de trabajo y el tornillo patrón de avance. La temperatura usada como referencia de medición es 20 °C La relación básica hace destacar otro factor importante. Supóngase que la máquina es estable a 20°C, pero la pieza de trabajo llevada desde un lugar más frío está sólo a 14°C cuando se mecaniza. La máquina hace el trabajo sin ningún error al principio. Pero, cuando la temperatura de la pieza de trabajo aumenta a 20°C, la distancia entre los fresados aumentará en una distancia proporcional de 8 °C en la temperatura, como se mencionó en el párrafo anterior. El calor en la máquina también puede cambiar las relaciones geométricas. Por ejemplo, si hubiera una fuente localizada de calor cerca del centro de la mesa, existiría una gradiente de temperatura entre el centro y ambos extremos de la mesa. El centro de la mesa se dilataría más en la parte central que en los extremos y se combarían las guías. Aunque las guías están planas a una temperatura ambiente estable, se comban cuando se calienta la máquina. El calor también puede influir en el servo de posición, que en el ejemplo es la persona que hace girar la manivela. Conforme aumenta la temperatura o transcurre más tiempo de uso hacia el final del día, la persona puede perder eficacia y aumentar la banda de precisión. Un cambio en la temperatura ambiente, normalmente, no alterará la diferencia en temperatura ocasionada por el calor generado en la máquina. Por tanto, si el coeficiente de dilatación de la pieza y del sistema de medición es el mismo, se obtendrán los mismos resultados a cualquier temperatura ambiente estable. Pero, si los coeficientes de dilatación de la pieza de trabajo y del sistema de medición no son los mismos, ocurrirán errores debidos a los cambios en la temperatura ambiente.


Para óptima exactitud en una gama de temperaturas ambiente estable, el coeficiente de dilatación del sistema de medición debe ser el mismo que el de la pieza de trabajo. Si hay una diferencia considerable entre estos dos coeficientes, sólo se podrán lograr resultados exactos cuando se trabaje a una temperatura estable de 20°C. Sucede lo mismo con los otros elementos constitutivos de la máquina ver figura 9.103 En la misma se aprecia la variación de temperatura y perdida de potencia en una mesa de un torno vertical. En la figura 9.104 se aprecia el comportamiento del cabezal y husillo de un torno

Fig. 103


La importancia en la estabilidad térmica de las máquinas se puede observar en el esquema fig. 9.105 a que representa un diseño adoptado de compensación de un husillo y su comparación al mismo husillo sin compensación. Con el mismo motivo fue el cambio adoptado en el diseño de bancadas en tornos de producción. Hasta mediados de los 50’ era casi general el uso de bancadas con guías planas en estos tornos. Desde entonces se comienzo el diseño de bancadas con guías en posición casi vertical. La razón de ello estriba (como ya se vio en virutado) que del calor generado en el corte el porcentaje más importante es llevado por la viruta (aprox. 80%). Luego la manera con que se elimine esta viruta es fundamental para la estabilidad térmica de la máquina (fig. 9.105b)

Fig. 9.104


Fig. 9.105 a

Fig. 9.105 b


INERCIA TÉRMICA Además del efecto de las variaciones en la temperatura ambiente, el cambio dinámico en ésta produce un efecto en la exactitud dimensional. Supóngase que dos masas, M1, y M2, (Fig. 9.106) están a una temperatura ambiente estable y que, luego, esta temperatura empieza a aumentar con el paso del tiempo a un ritmo constante. La temperatura de M1, tendrá cierto retraso porque se requiere más tiempo para que su masa absorba este calor del ambiente. Este retraso térmico depende de la masa de M1, La temperatura de M2, tendrá mayor demora o retraso debido a su mayor masa y a la demora térmica más grande. La característica de temperatura de estas dos masas con una temperatura ambiente cambiante se indica en la figura 9.106. Como se observa, la masa grande tiene mayor retraso térmico que la masa pequeña. Esto crea una diferencia de temperatura entre ellas. Al tiempo (t), la masa M1, tiene una temperatura T1, y la masa M2 tiene una temperatura T2, Si estas dos masas son dos componentes de la máquina, tales como la columna y la bancada o la pieza de trabajo y tornillo patrón. La diferencia en temperatura ocasionada por el cambio en la temperatura ambiente creará un error en la posición de referencia o en el sistema de medición, igual que si el cambio de temperatura fuera ocasionado por el calor generado dentro de la máquina.

Fig.9.106

M1 M2


LUZ SOLAR Y CORRIENTES DE AIRE Fig. 9.107 A) Influencia de luz solar. B) Radiación de sistemas de calefacción. C) Corrientes de aire exteriores. D) Radiación de otros equipos. E) Temperatura ambiente y temperatura del suelo

a ) mañana b ) noche

Los efectos ambientales también pueden ocasionar variaciones en la temperatura de los componentes de la máquina. Por ejemplo, la luz solar que penetre por una ventana puede ocasionar un cambio anormal en la temperatura en una parte de la máquina. Una corriente de aire frío o caliente en un lado de la máquina puede ocasionar un cambio anormal en la temperatura de ese lado. Estos cambios anormales de temperatura suelen ocasionar un error en la posición de referencia, o sea un movimiento del husillo con relación a la mesa de la máquina. En este momento, los efectos de las variaciones en la temperatura se resumen como sigue:

• Efecto sobre el sistema de medición • Efecto sobre el servo de colocación • Efecto sobre los elementos de la máquina (posición geométrica y de

referencia.) Estas variaciones en la temperatura las pueden ocasionar:


• Calor generado dentro de la máquina. • Temperatura ambiente variable. • Rapidez del cambio de la temperatura ambiente combinado con variaciones

en la masa de los componentes • Ambiente.

Se debe tener en cuenta que esos efectos son los tres elementos (sistema de medición, servo de colocación, factores de la máquina) que determina la exactitud de la posición de la máquina. Esto sugiere que puede haber más de un valor de exactitud de la posición de la máquina, el cual dependerá de las condiciones. Para definir este término en forma correcta, se deben expresar todas las condiciones que lo determinaron. A la inversa, la exactitud de la máquina se puede definir al expresar la exactitud de la posición de la máquina para una gama dada de condiciones térmicas existentes. La exactitud de la máquina define por completo la exactitud con la cual se coloca el husillo con relación a los puntos de referencia en la mesa de trabajo.

Capitulo 10 1 de 60

10.MOVIMIENTOS EN LAS MÁQUINAS HERRAMIENTAS 10.1 CAMPO DE NÚMERO DE REVOLUCIONES Para que las máquinas - herramientas trabajen de una forma rentable, deben tener un campo de trabajo que corresponda a las misiones de fabricación del taller. El diámetro de la pieza a mecanizar, así como los materiales de la pieza y de la herramienta, son decisivos para el número de revoluciones del husillo de trabajo en la máquina - herramienta. Los números de revoluciones resultan de la ecuación fundamental para la velocidad de corte con el diámetro de la pieza d en milímetros.

Los valores límite del campo del número de revoluciones se obtienen combinando el diámetro de la pieza d con las velocidades correspondientes de corte v. De aquí se tiene en general:

Escalonamiento aritmético - geométrico del número de revoluciones La progresión aritmética del número de revoluciones resulta por adición de un sumando, a, al término anterior de la serie:

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡⋅⋅

=minm

1000ndv π

[ ]r.p.m. 1000π⋅

⋅=

dvn

ππ ⋅⋅

=⋅

⋅=

min

maxmax

max

minmin d

vn

dv

n1000

1000

aznannanannanannannanannnn

zz ⋅−+=+=⋅+=+=⋅+=+=+=⋅+=+==

− )1( 24 3

11123

14512

13411

Capitulo 10 2 de 60

de aquí resulta la razón aritmética

La progresión geométrica del número de revoluciones resulta multiplicando el término anterior de la serie por un factor

de aquí resulta la razón geométrica

Normalización de las progresiones del número de revoluciones y de los avances. El diseño de engranajes y algunos problemas de organización de la preparación del trabajo se simplifican si se construyen engranajes con pocas razones geométricas. Las series del número de revoluciones están normalizadas según recomendaciones ISA (cuadro 1), los avances según DIN 803 (cuadro 2). Las series generales de valores normalizados están constituidas geométricamente. Las potencias 100, 101, 102, etc., están divididas en progresiones con 5, 10, 20 ó 40 términos. Son las progresiones: R 5 con la razón

R 10 con la razón

11

−−

=z

nna z

111

4145

3134

2123

12

11

−− ⋅=⋅=

⋅=⋅=

⋅=⋅=

⋅=⋅=

⋅==

zzz nnn

nnn

nnn

nnn

nnnn

ϕϕ

ϕϕ

ϕϕ

ϕϕ

ϕ

1

1

−= z z

nn

ϕ

58.1105 ==ϕ

26.11010 ==ϕ

Capitulo 10 3 de 60

R 20 con la razón

R.40 con la razón

Cuadro 1

Como progresión principal se eligió R 20 para normalización del número de revoluciones. Puesto que con frecuencia se necesitan progresiones con mayores saltos, de escalonamiento, se forman progresiones auxiliares entresacando cada segundo, tercero, cuarto o sexto término de la progresión principal. Se tienen las progresiones

12.11020 ==ϕ

06.11040 ==ϕ

Capitulo 10 4 de 60

auxiliares

Cuadro 2

Una progresión está determinada completamente indicando el término inicial o el final. El punto de partida de las progresiones del número de revoluciones son las revoluciones en carga de los motores eléctricos 1400 ó 2800 r.p.m. Estas son las revoluciones sincrónicas reducidas en el valor del resbalamiento, de aproximadamente 6 %. La progresión de los números de revoluciones en una sucesión de términos potenciales se obtiene para R 20/2 y R 20/4, multiplicando o dividiendo por 10 y para R 20/3 y R 20/6 multiplicando o dividiendo por 1000.

620

420

320

220 RRRR

Capitulo 10 5 de 60

Para el cálculo de los engranajes está permitida una tolerancia de +/- 2 %, de los números de revoluciones. 2.1.4 Representación de las progresiones de los números de revoluciones en el cuadro v - d Representar las progresiones de los números de revoluciones en Cuadro v-d, progresión aritmética

Cuadro v-d, progresión geométrica

Fig. 10.1

Fig. 10.2

Capitulo 10 6 de 60

un cuadro facilita al operario el encontrar el número de revoluciones necesario y proporciona datos para resolver algunos problemas de preparación de trabajo. Los números de revoluciones se representan en un nomograma en función de la velocidad de corte y del diámetro. El cuadro v-d en división sencilla (fig. 10.1 y 10.2). En la ecuación

los números de revoluciones forman una progresión escalonada n1.....z, de valores fijos. De aquí resultan, para una progresión con z escalones, también z ecuaciones, en las cuales las magnitudes

se resumen en constantes C 1... z

en general

Si se representan estas ecuaciones en un sistema de coordenadas con igual división, entonces las n líneas pasan por el origen y tienen una pendiente que está determinada por la constante C. Para representar las n líneas se utiliza cada vez un punto por el cual pasa la línea que sale del origen. Estos puntos se obtienen calculando d 1....z para una velocidad de corte v. Si convenientemente se elige

entonces es:

1000

ndv ⋅⋅=

π

1000....1 zn⋅π

zCdnd

v ....1....1

....1 1000⋅=

⋅⋅=

π

zz CXY ....1....1 ⋅=

π⋅=10v

zzz nnnvd

.....1.....1....1....1

100001000101000=

⋅⋅⋅

=⋅⋅

=ππ

π

Capitulo 10 7 de 60

Si las divisiones de d no son suficientes entonces se toma v = 5 Π.. Los inconvenientes de esta representación v-d son que hay que calcular los puntos de alineación para las líneas n y que éstas convergen confusamente en el punto cero. La representación v-d en divisiones logarítmicas (fig. 10.3 y 10.4). Para llevar una ecuación al sistema de coordenadas en representación logarítmica, hay que tomar logaritmos en la ecuación:

en general

Y = X – K 1...z

zz

z

zz

z

Cdn

dv

Cdnd

v

.....1....1

....1

.....1....1

...1

lglg1000

lglglg

1000

−=⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛ ⋅−=

⋅=⋅⋅

=

π

π

Fig. 10.3 Fig. 10.4

Capitulo 10 8 de 60

Estas ecuaciones dan líneas rectas con 45° de inclinación, las cuales cortan a la ordenada a una distancia K 1....z del origen. Las n líneas tienen entre sí una distancia ϕ, en el caso de una serie geométrica, de donde resultan las constantes tomando logaritmos:

Para representar las n líneas se hace v = n

de aquí

es decir, para un diámetro de la pieza d = 318 mm la velocidad de corte y el número de revoluciones tienen el mismo valor absoluto. Si se llevan perpendicularmente los valores de las ordenadas de v sobre la línea Al1 (d = 318 mm), el punto de corte es entonces un punto de la línea n, la cual está inclinada 45°. Si la escala v, sólo alcanza hasta 7, = 100 m/min. entonces hay que dibujar una segunda línea Al2 para los números de revoluciones -100; d = 318 10 = 31,8 mm y correspondientemente se debe sacar

n.10

de la escala v.

zz nnC

z ......1....1 lg

1000lg

1000lglg

....1+=

⋅=

ππ

1lg1000

lglg1

nC +⋅

=π

ϕππ lglg1000

lglg1000

lglg 122++

⋅=+

⋅= nnC

ϕππ lg2lg1000

lglg1000

lglg 133 ++⋅

=+⋅

= nnC

ϕππ lg3lg1000

lglg1000

lglg 144 ++⋅

=+⋅

= nnC

1000

ndnv ⋅==

π

mmd 1.3181000==

π

Capitulo 10 9 de 60

10.2 CAMBIOS DE ENGRANAJES Representación de las ruedas en los cambios según las figs. 10.5 y 10.6.

A) CONSTRUCCIÓN 1. Ruedas de inserción. Representan el cambio de engranajes más sencillo. Se emplean en las máquinas para una sola finalidad; como cambio previo de las grandes cajas de cambio, a fin de ampliar la zona de los números de revoluciones, y, por último, en los mecanismos de avance y de acoplamiento como ruedas de cambios. En este caso, generalmente, cuatro ruedas como cambio doble con eje intermedio movible para poder variar la distancia entre ejes. 2. El mecanismo fundamental de los cambios de engranajes consiste en dos o tres pares de ruedas entre los ejes I y II a distancia invariable con acoplamientos (fig. 10.7) o con bloque corredizo (fig. 10.8), de manera que puedan comunicarse al eje impulsado II dos o tres números de revoluciones. Como los dentados se construyen casi siempre con el mismo módulo, se verificará:

Además, las multiplicaciones serán:

(1) ....654321 =+=+=+ zzzzzz

Fig. 10.5

Fig. 10.6

Capitulo 10 10 de 60

Mediante las igualdades 1 y 2 quedan establecidas las condiciones para la determinación de los números de dientes. 3. Los cambios de Inversión no deben variar el número de revoluciones, sino el sentido de rotación. Transmisión, generalmente, con tres o con dos ruedas dentadas (fig. 10.10). El más antiguo mecanismo de esto tipo conocido es el “inversor de corazón”.

4. LOS CAMBIOS DE TRES EJES constan de dos mecanismos fundamentales, dispuestos uno a continuación del otro. Con dos cambios de dos marchas se obtiene un cambio de tres ejes con cuatro marchas (fig. 10.9), o sea con 2 x 2 = 4 números de revoluciones. De dos mecanismos fundamentales de tres y de dos marchas se obtienen 3 x 2 ó 2 x 3 = 6 números de revoluciones, de dos mecanismos fundamentales de tres marchas resulta un cambio de tres ejes con nueve números de revoluciones.

(2) ....3

4

22

1

2

11

zz

nn

i

zz

nn

i

a

a

==

==

Fig. 10.7 Fig. 10.8

Fig. 10.9


Fig. 10.11

Los recorridos a través del cambio de cuatro marchas de la fig. 10.9 son:

Para n1 por 1-2-5-6; para n2 por 3-4-5-6; Para n3 por 1-2-7-8; para n4 por 3-4-7-8.

Pero también pueden ser:

n1 por 1-2-5-6; n2 por 1-2-7-8; n3 por 3-4-5-6; n4 por 3-4-7-8.

Con ello quedan agotadas las, posibilidades.

Fig. 10.10


5. En los cambios reducidos de tres ejes, una de las ruedas impulsadas de] primer mecanismo fundamental, p. ej. la 4 de la fig. 10.9, tiene el mismo número de dientes que tiene rueda impulsora del segundo mecanismo fundamental, p. ej. la 7, 0 Sea z4 = z7, lo que nos da el “cambio reducido simple”. Si son z2 = z7 y z4 = z5. se tendrá el cambio reducido dobles (fig. 10.11). Los recorridos a través del cambio son en este caso:

n1 por 4-5-2-3; n2 por 4-5-6;

n3 por 1-2-3; n4 por 1-2-5-6. En el cambio reducido doble de seis marchas queda un par de ruedas sin unir. El cambio reducido doble de nueve marchas carece, prácticamente, de importancia si los números de revoluciones impulsadas deben formar progresión geométrica. El ahorro de ruedas queda con frecuencia anulado por los grandes números de dientes que se necesitan, si quiere mantenerse la progresión geométrica Es ventajosa la poca anchura de construcción, la que también puede intentarse en los cambios ordinarios por encaje de los mecanismos fundamentales. 6. Los cambios de ejes múltiples se derivan del de tres ejes por intercalación de otros mecanismos fundamentales Los cambios de ocho marchas constan de tres mecanismos fundamentales de dos marchas, es decir, 2 x 2 x 2 = 8; los de doce marchas constan de uno de tres marchas y dos de dos marchas, o sea 3 x 2 x 2 = 12, etc. El aumento de marchas amplía la zona de los números de revoluciones, pero también aumenta la diferencia entre dos marchas sucesivas. Las multiplicaciones se hacen tan grandes que ya no pueden obtenerse con dos ruedas y hay que utilizar cuatro (o cinco, según el sentido de giro). b) Representación por diagramas En el diagrama de los números de revoluciones se representan los ejes como escalas logarítmicas de manera que puedan observarse las multiplicaciones y las relaciones entre los números de revoluciones, si se unen por rectas los puntos de dichos números. La multiplicación de dos ruedas está representada por la distancia horizontal entre los números de revoluciones impulsoras e impulsadas.

Fig. 10.12


La cuadrícula de montaje, que muestra esquemáticamente la disposición de las marchas, es utilizable para la representación de las distintas posibilidades (figura 10.12); para el proyecto de mecanismos principales con números de revoluciones en progresión geométrica, se utiliza preferentemente el diagrama exponencial en el que se elige lg ϕ como unidad Para transmisiones de cuatro marchas con tres ejes (fig. 10.9) son posibles dos cuadrículas de montaje diferentes α y β (fig. 10.12), que se diferencian en que en la α el primer mecanismo fundamental muestra un salto ϕ1 y el segundo un salto ϕ2 mientras que en

tercera muestra el primer mecanismo el salto ϕ2 y el segundo el ϕ4. Para los cambios de seis marchas con tres ejes son posibles cuatro cuadrículas de montaje según que el mecanismos fundamental de tres marchas se monte delante o detrás (figura 10.13). Constructivamente, se prefieren los cambios en los que el exponente del salto de escalonamiento del primer mecanismo fundamental sea menor que el del segundo. La cuadrícula resulta más ventajosa para los cambios con cuatro y seis marchas. En los escalonamientos geométricos de las series de revoluciones, las distancias entre los puntos correspondientes a los números de revoluciones, en una escala, son siempre iguales a causa de su división logarítmica y corresponden al factor de serie ϕ. Por el contrario, las inclinaciones de las líneas de unión entre las escalas indican el valor de la relación de transmisión, ya que, se efectúa una multiplicación por medio de la adición de magnitudes. Si se lleva sobre un eje, a partir de un número de revoluciones de salida, una magnitud correspondiente al logaritmo de la relación de transmisión, se pueden leer inmediatamente las revoluciones obtenidas, y marcar en la siguiente escala (eje) como punto correspondiente a estas revoluciones. La línea de unión entre ambos números de revoluciones es la línea de transmisión. El procedimiento se simplifica más aún cuando en el diagrama se expresa la relación de transmisión siempre como múltiplo del factor de serie o salto de escalón ϕ (en el cálculo, como potencia de ϕ). En este caso,

Fig. 10.13


puede renunciarse incluso a la división numérica de las escalas. Las escalas se dividen, a la escala deseada, por medio de líneas paralelas trazadas a distancias iguales. Se obtiene así la llamada red ϕ en la que se indican de eje a eje los distintos escalones del engranaje. Entre dos ejes, los pares de ruedas que engranan de forma repetida en las distintas conexiones, aparecen representadas por líneas paralelas. Las ramificaciones, por el contrario, representan siempre los escalones existentes en los engranajes (número de ramas = número de escalones). Las líneas de transmisión verticales son relaciones 1 : 1. Las líneas de unión que se separan hacia la izquierda son reducciones, y las que van hacia la derecha son multiplicaciones. A las líneas más largas corresponden las mayores transformaciones. La magnitud de la transformación puede ser determinada inmediatamente como potencia de ϕ . (Ver cuadros 1 y 2). EJEMPLOS Fundamentos del cálculo La multiplicidad de las disposiciones posibles de las ruedas dentadas en los engranajes escalonados para la obtención de la misma serie de revoluciones, así como la dificultad para conocer la relación entre los escalones individuales de un engranaje de muchos escalones, obligan a utilizar algunos medios auxiliares para su proyecto, cálculo y representación. Tales medios auxiliares son: 1. La representación simbólica del engranaje en un esquema de engranajes (fig. 10.14 A). Para la representación de los elementos individuales del engranaje se han introducido determinados símbolos que proporcionan una información sobre la función técnica del mismo, aunque no sobre la configuración constructiva de los elementos. 2. El esquema del flujo de fuerza, o esquema de conexiones, que muestra los escalones del engranaje que participan en la transmisión de fuerza para cada número de revoluciones (fig.10.14 B). 3. El esquema de revoluciones, según Germar, para la representación gráfica de la relación de transmisión y del número de revoluciones (fig. 10.14 C).


Fig. 10.14


Ejemplo de una caja de transmisión de 6 marchas. Fig. 10.15


Otra alternativa


Ejemplo de la cadena cinemática de una fresadora Fig. 10.16


ENGRANAJES DE CHAVETA MÓVIL Tienen un eje de engrane, el cual es hueco y acanalado. En éste se desplaza la chaveta por medio de rueda dentada y cremallera. Entre las ruedas se asienta una arandela, la cual comprime contra el eje hueco a la chaveta fijada elásticamente, de manera que nunca se toman al mismo tiempo dos ruedas (fig. 10.17). La construcción es apropiada solamente para transmitir pequeñas fuerzas. Se aplica muy rara vez. La chaveta móvil se coloca en el eje de engrane. Si se coloca la chaveta en el eje motor, entonces adquieren números de revoluciones muy altos las ruedas situadas sobre el eje de engrane que giran conjuntamente.

Fig. 10.17 a

Fig. 10.17 b


ENGRANAJES MULTIPLICADORES Sirven para multiplicar los números de revoluciones de los engranajes básicos preconectados o postconectados (p. ej., de una caja Norton). La razón de la progresión es igual a la relación de números de dientes de los pares de ruedas. En la relación del número de dientes 2, con frecuencia empleado, los números de revoluciones se multiplican por 2, 4, 8, 16 ó 1/2, 1, 2, 4. En otros modelos resulta una división de los números de revoluciones, por ejemplo 2/1, 1/1, 1/2, 1/4. Desventajoso es que la rueda accionada está dispuesta sobre un balancín regulable, el cual es intercalado a mano. La figura 10.18 muestra un engranaje de Mäander como multiplicador y divisor. Para el engranaje multiplicador se tiene:

Fig. 10.18


ENGRANAJES NORTON PARA PROGRESIONES DE NÚMERO DE REVOLUCIONES Y DE AVANCES ESCALONADAS ARITMÉTICAMENTE Se emplean como engranajes de avance para el tallado de roscas. Las roscas métricas, Whitworth y de módulo están escalonadas aritméticamente. Los pasos o números de pasos forman progresiones interrumpidas aritméticas, las cuales se pueden ordenar en grupos con distintas razones aritméticas.

El engranaje Norton (figs. 10.19) tiene de 6 a 10 ruedas dispuestas una junto a otra, las cuales están escalonadas en la proporción de la progresión requerida 1 cono de ruedas. Delante de éste se encuentra un balancín con rueda intermedia z y la rueda b de engrane o motriz. Para graduar los números de revoluciones o de pasos, se desplaza lateralmente el balancín, de manera que la rueda intermedia pueda engranar con cada rueda del cono.

Fig. 10.19


10.3 ACCIONAMIENTOS SIN ESCALONES Los accionamientos sin escalones se emplean para verificar el cambio paulatino e ininterrumpido de la velocidad de rotación del husillo o la de los avances. Dichos accionamientos permiten obtener las velocidades más ventajosas de corte y de avance al trabajar diferentes piezas.

Además, permiten cambiar las indicadas velocidades durante el funcionamiento de la máquina - herramienta, sin pararla. En las máquinas - herramientas se emplean los siguientes métodos para la regulación sin escalones de las velocidades del movimiento principal y los avances: 1. La regulación eléctrica se efectúa cambiando la velocidad de rotación del electromotor que acciona el movimiento de la cadena correspondiente de la máquina - herramienta 2. La regulación hidráulica se emplea, principalmente, para cambiar las velocidades de los movimientos rectilíneos (en las cepilladoras, mortajadoras, brochadoras) y con menos frecuencia, para la regulación de movimientos giratorios 3. Regulación con variadores mecánicos de velocidad. En las máquinas - herramientas, la mayoría de los variadores mecánicos son de fricción. Más adelante, se describen algunos de los variadores mecánicos que se emplean en las máquinas - herramientas. Un variador frontal se muestra en la fig. 10.20. Al desplazar el rodillo pequeño 1 motor con relación al disco 2, cambia el radio de trabajo de este último y, por consiguiente, la relación de transmisión entre los árboles motor y conducido. El accionamiento con conos extensibles (fig.10.21), trabaja de la forma siguiente. Mediante la polea 4 se hacen girar los conos motrices 1 asentados en el árbol 1. En el árbol 11 se encuentran dos conos conducidos 6 de igual diámetro que los motrices. La

Fig. 10.20 Fig. 10.21


transmisión entre los conos se efectúa con la correa trapecial 2 con las juntas de madera 3 fijadas en su interior o bien con una correa ancha de la forma correspondiente. Para cambiar la frecuencia de rotación del árbol II, los conos en el árbol 1 se acercan o separan con las palancas 8 que giran alrededor de los puntos 0 y 01 y correspondientemente, a la misma magnitud, se separan o acercan los conos asentados en el árbol II. Las palancas 8 se mueven mediante el volante 5 con el husillo 7 con rosca a la derecha e izquierda.

El variador de velocidad de rodillos inclinados, fig. 10.22 se emplea en el accionamiento del movimiento principal de un torno. El cambio de la relación de transmisión del variador se verifica inclinando los rodillos. Al hacerlos girar, varía la magnitud de los radios de contacto de los rodillos con las copas de fricción motor y mandada.

Fig.10.22


10.4 TRANSMISIONES HIDRAULICAS 10.4.1 GENERALIDADES: Los circuitos hidráulicos en la construcción de las maquinas - herramientas son mecanismos estáticos, que utilizan un medio fluido (aceite) para la transmisión de la presión. Estos poseen las siguientes ventajas:

1. Amplio rango de velocidades, tanto lineales como de rotación. 2. Rápidos cambios de marcha controlados automática o normalmente. 3. Fácil protección contra sobrecargas. 4. Control automático, semiautomático o manual. 5. Diseños compactos. 6. Baja inercia de las piezas en movimiento. 7. Logran desarrollar intensidades de fuerzas elevadas y con un amplio campo

de regulación de las mismas. Como complemento de los circuitos hidráulicos, se combinan éstas con controles eléctricos, electrónicos o mecánicos

10.4.2 COMPONENTES PRINCIPALES DE LOS CIRCUITOS HIDRÁULICOS En lineamientos generales un circuito hidráulico esta compuesto en la mayoría de los casos con los siguientes elementos:

1. El fluido transmisor de la presión. 2. Generador de presión (bombas) 3. Control de presión (válvula de descarga, de secuencia, etc.) 4. Control de volumen o caudal (válvula reguladora de velocidad). 5. Elementos para transformar la presión del aceite en movimiento circular o

rectilíneo (cilindros, pistones, etc.) ACEITE Se emplean aceites minerales refinados de buena calidad. Se le exige estabilidad a la temperatura y al tiempo, la mínima formación posible de espuma y poca inclusión de aire; viscosidad de 3 a 4,5 grados Engler a 50 °C.


10.4.3 CIRCUITOS HIDRAULICOS ELEMENTALES REPRESENTACIÓN GRÁFICA Hay cuatro tipos fundamentales de representación gráfica la primera de ellas la mas clara pero a la vez desusada consiste en dibujar todos los componentes con todos sus detalles de funcionamiento. Otro tipo consiste en una representación que si bien no se entra en detalles interiores se respeta toda la fisonomía exterior de los elementos (fig.10.24) o bien la representación esquemática de la (fig. 10.24),,manteniendo en algo la fisonomía exterior. Queda como una representación gráfica de mayor importancia (fig. 10.23) la normalizada JIC (Hydraulic Standards for Industrial Equipment) que consiste en una representación completamente convencional de todos las elementos. (Existiría una quinta posibilidad que es la combinación de todos estas sistemas en los distintos tramas del circuito).


Fig 10.23


Fig. 10.24


10.4.4 CIRCUITOS HIDRAULICOS RELACIONES FUNDAMENTALES: Haciendo, A1 área del pist6n. A2 Área efectiva pist6n, P fuerza, Q1 y Q2 caudal, fig 10.25 R resistencia hidráulica, Pl Y P2 presión, Pd caída de presión, v velocidad de pist6n, Tenemos:

Analogía hidroeléctrica La vena líquida, que fluye a lo largo de una tubería en régimen laminar, puede ser perfectamente asimilada a la corriente eléctrica que recorre un hilo conductor. Podemos así asimilar el caudal del líquido a la intensidad de la corriente, la pérdida de carga a la diferencia de potenciales y finalmente el coeficiente dimensional, que da la pérdida de carga en función del caudal a la resistencia eléctrica. En lo que concierne al flujo turbulento, no es posible aplicarle con exactitud dicha analogía hidroeléctrica, por lo cual debemos introducir en los cálculos algunos coeficientes de corrección. Como sabemos, el flujo en las tuberías de los sistemas hidráulicos es en general laminar. La analogía hidroeléctrica admite aplicación, y de hecho nos rinde grandes servicios en el análisis de los circuitos complicados, al tiempo que nos ofrece grandes posibilidades de utilización de los nuevos dispositivos de distribución y control. Las pérdidas de carga en una tubería cilíndrica de diámetro "d" vienen dadas, en el caso de flujo laminar, por la fórmula transformada de POISEUIL:

2

2

1

1

2211

AQ

AQ

v

ApApP

==

⋅−⋅=

Fig. 10.25


En la que: ∆p = pérdida de carga en Kg/cm2., Q = caudal en litros/seg., - v = viscosidad cinemática en cm2/seg. (STOKE) l = longitud del tubo en metros, d = diámetro en cm., y = peso específico en Kg/dm3. (Kg. /litro). Expresando el caudal "Q" en litros/minuto, obtenemos:

en la que: ∆p = Kg/cm2

Q = litros/minuto v = cm2 /seg l = metros γ = Kg/litro d = cm. Designemos a

en la que: v = cm2 /seg l = metros γ = Kg/litro d = cm. Vemos que para un líquido dado, es decir, para "v" y "γ" dados, el coeficiente "R" depende únicamente de las dimensiones (del diámetro y de la longitud), de la tubería.

415.4

dlvQp γ⋅⋅⋅⋅

=∆

Qdlvp ⋅⋅⋅

⋅=∆ 4069.0 γ

4069.0dlvR γ⋅⋅

⋅=


Así:

∆p (Kg/cm2) = Q (litros/min.) . R

y

La ecuación anterior es en todo análoga a la expresión de la ley de Ohm de la electrotecnia: U=i.R

U - diferencia de potencial en VOLTIOS,

i - intensidad de corriente en AMPERIOS,

R - resistencia eléctrica en OHMIOS. El caudal "Q" es análogo a la intensidad "i" de la corriente, y la pérdida " ∆p" de carga a la diferencia de potencial "U". En cuanto a la magnitud "R" de la ecuación, la llamaremos RESISTENCIA HIDRÁULICA por su analogía con la resistencia eléctrica. Sustituyendo en la ecuación AP = 1 Kg/cm2 y Q = 1 litro/minuto, hallamos la unidad de resistencia hidráulica. ESTA ES LA RESISTENCIA DE UNA TUBERIA EN LA CUAL CIRCULA UN CAUDAL DE 1 LITRO/MINUTO, BAJO UNA DIFERENCIA DE PRESION DE 1 Kg/cm2. ENTRE SUS DOS EXTREMOS. Definida así la resistencia hidráulica, podemos calcular los circuitos hidráulicos con resistencias en paralelo o en serie. Ejemplos de aplicación práctica de la analogía hidroeléctrica resistencias en paralelo:

La figura 10.26 representa un circuito hidráulico con resistencia en paralelo

Sean:

Q0 = caudal de la bomba en litros/minuto

QRp ⋅=∆

QpR ∆

=


R1 y R2 - las resistencias respectivas de cada derivación en "unidades de

resistencia".

Es preciso calcular los caudales "Q1" y "Q2" en litros/min. en cada derivación. Aplicando la ley de KIRCHOFF, hallaremos la resistencia compuesta "Rc" del circuito:

de donde:

Aplicando la ley de Ohm para todo el circuito y seguidamente para cada una de las derivaciones, obtenemos:

21

111RRRc

+=

21

21

RRRR

Rc +⋅

=

21

21000 RR

RRQRQP c +

⋅=⋅=

Fig. 10.26


y

p0 = Q1. R1

p0 = Q2. R2 de donde:

La figura 10.27 representa un circuito hidráulico con dos resistencias en serie:

Aplicando la ley de Ohm, hallamos la presión "p1" entre las dos resistencias:

p0 = Q (R1 + R2)

P1 = Q ( R2 ) de donde:

21

20

101 RR

RQ

RR

QQ c

+==

21

10

202 RR

RQ

RR

QQ c

+==

Fig. 10.27


Las resistencias hidráulicas fijas están constituidas por tubos largos de pequeño diámetro. Por esto, la firma americana CINCINNATI, aplica en sus circuitos resistencias hidráulicas bajo la forma de bobinas en tubos de cobre de diámetro interior de 1,35 mm. (0,54") y diámetro exterior de 3 mm. (1 / 8') El tubo, extendido, puede alcanzar una longitud de 10 metros y puede arrollarse en espiral sencilla o doble. 10.4.4 CIRCUITOS HIDRAULICOS ELEMENTALES Estudiaremos varios casos de circuitos hidráulico cuya velocidad de desplazamiento del émbolo debe ser independiente de la carga actuante sobre él. La resistencia de corte debe ser mantenida constante variando la alimentación de acuerdo al cambio de la sección de corte en otros casos en cambio la velocidad del pistón debe ser ajustado a valor lo más preciso posible aún en el caso que cambie la presión sobre el pistón. Por lo tanto las condiciones para un circuito hidráulico son las siguientes:

1) P = constante (fuerza sobre el pistón) 2) V = constante (velocidad de avance o del pistón)

Para el estudio que sigue y de acuerdo con las figuras 10.28 a 10.43 se utilizan los siguientes símbolos: a - Bomba de caudal variable. b - Bomba de caudal constante. c - Bomba, auxiliar. d - Tanque de aceite. e - Válvula de regulación.

21

10

202

21

20

101

RRR

QRR

QQ

RRR

QRR

QQ

c

c

+==

+==


f = Válvula de sobrecarga o seguridad. g, = Válvula de reducción. h = Válvula de presión. i = Válvula diferencial.

Las siguientes figuras son circuitos abiertos sin contrapresión

Fig. 10.28 Fig. 10.29


Primer caso – Circuito sin contrapresión (p2 = 0)

RQp

pppRQp

d

pd

nd

⋅=

−=⋅=

⋅ 1

RAP

RAp

RApp

v

AQ

v

APp

Rpp

Rp

Q

p

p

pd

⋅−

⋅=

⋅

−=

=

=

−==

211

1

1

1

1

11

11

Fig. 10.30

Fig. 10.31


SEGUNDO CASO - Circuito con contrapresión (P2 ≠ 0) Una válvula de regulación e genera la contrapresión P2

A pesar de que la contrapresión p2 aumenta al disminuir la fuerza p, la velocidad no es independiente de la carga y aumenta al disminuir la resistencia.

R⋅=

2

2

Ap

v

2212211 ApApApApP p ⋅−⋅=⋅−⋅=

22

12 A

PAA

pp p −⋅=

RAP

RA

Apv p

⋅−

⋅

⋅= 2

222

1

Fig. 10.32

Fig. 10.33

2

2

AQ

v =

Rp

Q 22 =


TERCER CASO - Circuito con contrapresión y válvula reductora.

Es posible elevar la velocidad del pistón v y hacerla más independiente de la resistencia del trabajo P si se instala una válvula de reducción g en la cañería a tanque. Esta válvula hace que la caída de presión en la válvula de regulación e sea independiente de p2 y por lo tanto independiente de la fuerza de trabajo P. La válvulas g asegura una presión constante antes de la válvula de regulación y por lo tanto también una caída de presión constante, hasta que arriba de una resistencia de trabajo critica pcrit la presión p2 es mayor de pg p2 menor pg

RARp

Q g

⋅==

2

g2

py v

Fig. 10.34

Fig. 10.35


v será constante hasta tanto que pg sea constante. La eficiencia del circuito es todavía bajo para bajas velocidades de pist6n y bajas resistencias de trabajo puesto que la potencia de la bomba pp o Qp sea constante e independiente tanto la velocidad de pistón como de la resistencia de trabajo. En el circuito de la fig. 223 la contrapresión p2 que crece al disminuir la, carga P sobre una válvula de presión h en el circuito de aceites contra una acción de un resorte, en forma que aumentando la carga P la válvula h se cierra y la presión p1 = pp

La eficiencia es:

Como Qp = constante la eficiencia es proporcional a la velocidad del pistón hasta que P alcanza el valor crítico Pcrit. Este valor es determinado por el valor máximo Pf que es regulado por la válvula de sobrecarga f (fig.10.37)

constantepP

p=

vQ

constQv

pP

ppp⋅=⋅=

.η

Fig. 10.36


CUARTO CASO - Circuito por contrapresión y válvula diferencial. Si la contrapresión p2 debe ser suficientemente alta para mantener el pistón en la dirección de la resistencia de trabajo, un brusco cambio puede requerir una válvula diferencial i que puede reemplazar la válvula de sobrecarga f (fig.10.38)- La válvula diferencial es abierta por la combinación de las presiones p1+ p2 contra la acción del resorte que controla la presión de trabajo p1. Más pequeña será de resistencia P que se opone al movimiento y más alta será la contrapresión p2 y como consecuencia más abierta será la válvula i y la presión p1 bajará. La presión de trabajo pl actúa sobre una superficie il y la contrapresi6n p2 en la superficie anular í2. La fuerza del resorte es S. Por lo tanto la condición de Equilibrio será:

Pl x i1 + p2 x i2 = S*

Las condiciones de equilibrio en el cilindro son: p1 x Al - p2 x A2 = P

I 21

2

11 p

ii

iSp ⋅−=

II

2

1

2

12

2

1

2

12

1

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

+

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

=

AA

ii

A

P

AA

ii

i

Sp

III

1

2

1

21

1

2

1

21

1

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

+

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

=

AA

ii

A

P

AA

ii

i

Sp

Fig. 10.37


Estas relaciones son indicadas en la fig.10.39. En lugar de utilizar resortes es posible utilizar la misma presión del aceite para controlar las válvulas que son llamadas "válvulas balanceadoras” Los circuitos hidráulicos que utilizan bombas de caudal constante con válvulas de regulación son más simples y más económicos que con bombas de caudal variable. Sin embargo con estas últimas los rendimientos son más altos. Es posible instalar una válvula de regulación en el tubo de retorno (fig.10.40) y por lo tanto eliminar la desventaja del circuito indicado en la fig. 10.28 donde p2 = 0 en cuyo caso el pistón saltaría adelante si la fuerza de trabajocae bruscamente. Sí se instala otra válvula de sobrecarga deberá observarse que el aumento de la contrapresion p2 no sea muy elevada en cuyo caso si pl = pp la velocidad del pistón puede variar independientemente del causal de la bomba

Fig. 10.38

Fig. 10.39


En esta condición la presión de la bomba pp, debe ser elevada hasta la contrapresion p2 y esto no causa desfavorable efecto sobre el rendimiento Las ventajas de la bomba con caudal variable puede obtenerse en circuitos cerrados en cuyo caso teóricamente el tanque de acumulación no es necesario (fíg.10.41). Puesto que las pérdidas de aceite no pueden suprimirse especialmente en el caso de un pistón con vástago es necesario instalar una bomba auxiliar c y una válvula de sobrecarga f. Estas sirven para compensar las diferencias en el volumen de aceite sobre las dos caras del pistón y previene contra la entrada de aire en el circuito. Mediante la válvula de sobrecarga f (fig. 10.41) la presión pl es mantenida constante y la ecuaci6n del equilibrio del pistón es:

La contrapresión p2 baja con el aumento de la carga resistente P. El volumen de aceite que el pistón expulsa durante sus movimientos es controlado por el volumen que puede absorber la bomba y el pistón puede solamente saltar adelante por una pequeña cantidad que es determinada por la compresibilidad del aceite y la elasticidad de los conductos como así también por los restantes elementos. Podrá apreciarse que una velocidad exactamente constante sólo podrá obtenerse si el caudal de aceite Q2 y la contrapresión p2 quedan constantes e independientes de toda variación de la fuerza P- Solamente en esta condición la compresibilidad del aceite y la elasticidad no tienen efectos sobre el desplazamiento del pistón. Cuando una bomba de caudal variable es utilizada en un circuito cerrado el caudal de aceite Q2 es mantenido constante por la bomba. El uso de la válvula diferencial Cincinnati es indicado en la fig. 10.42 y esto hace posible satisfacer a la condición: p2 =cte.

1122 ApApP ⋅=⋅+

22

112 A

PAA

pp −⋅=

Fig. 10.40 Fig. 10.41


Fig 10.42

La válvula diferencial es una combinación de las otras válvulas i y g cómo está indicado en la fig. 10.38 La presión p1 es controlada como una función de p2, y está expresada por la relación (I). Es por lo tanto imposible mantener p2 exactamente constante. Sin embargo la sensibilidad de regulación aumenta con la relación i2 / i1 . Los valores de p1 y p2 como funciones de P son obtenidos desde las ecuaciones (II) y (III) vistas anteriormente. Estas relaciones están representadas en la fig.10.43 en un ejemplo que utiliza los siguientes datos: i1= 0.03 in2 i2= 0.09 in2 A1 = 16 in2 A2 = 13 in2

Fig 10.43


S = 37 lb El valor de p1, es por lo tanto:

y el valor de p2 es:

En vista de los efectos de la válvula i la presión p1 no puede caer debajo de un determinado valor aún cuando P se hace negativo. En este ejemplo que hemos citados el valor mínimo de p1 es 50 lb/in 2 y es alcanzado cuando

265 + 0,05 P = 50

P = - 4300 lb Debajo de este valor la presión p2 es:

Todas estas consideraciones están referidas para condiciones de carga estática. Por lo tanto la energía cinética del aceite puede ser despreciada, en cambio bajo condiciones dinámicas la rigidez de los dispositivos, tubos, cilindro válvulas, resortes, etc., y sus vibraciones no pueden ser olvidadas, especialmente en el caso de ocurrir resonancia.

Pp ×+=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +×

+⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +×

= 05.0265

1316

09.003.013

37

1316

09.003.009.0

371

Pp ×−=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +×

+⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +×

= 016.0325

1613

03.009.016

37

1613

03.009.003.0

372

PPp ⋅−=−⋅= 078.0621313

16502


10.4.5 BOMBAS: Hay tres tipos fundamentales de acuerda a su diseño:

Bombas de engranajes, de aletas y de pistones. También dentro de estos tres tipos fundamentales, se puede dar otra clasificación de acuerda a su forma de funcionamiento.

1. Bombas de caudal constante. 2. Bombas de caudal regulable. 3. Bomba doble de alta y baja presión.

Las bombas poseen una capacidad o volumen de impulsión V que se puede medir en lt., determinado por las dimensiones de aquella el caudal o gasta de la bomba es:

Q = Vn η (lt/min., galones/min.) Siendo n el numero de revoluciones por minuto y η= 0,6 a 0,8 el rendimiento volumétrica de la bomba. La potencia necesaria es:

N = Q. p/c Si se expresa Q en lt/min. p en kg/cm2 y N en kW, es c= 612. También podemos citar otra fórmula comúnmente usada, diferenciándose de la anterior solamente en sus unidades.

N = Q.p. 0,000583 donde: N = Potencia en HP p = presión en libra/pul 2 (psi) Q = Caudal en galones/mín. (gpm) 0,000583 = un factor de conversión de unidades. Los diferentes tipos de bombas son representados esquemáticamente con sus indicaciones y características propias, pretendiendo de esta forma dar una visión completa de cada una de ellas. También, complementando este resumen sobre bombas en el cuadro 3 puede verse el rango de presión y velocidad de trabajo, viscosidad usada en cada bomba, el rendimiento máximo esperado y una tentativa de costo relativo entre ellas:


Cuadro 3





Depósito de aceite El depósito de aceite es el recipiente metálico que contiene el fluido destinado a alimentar una instalación hidráulica. Normalmente aparece como un bloque cerrado, llamado central oleohidráufica, que contiene también la bomba, el motor eléctrico, el filtro, las válvulas precisas, etc. (fig. 10.44).

10.4.6 VALVULAS Válvula de descarga o de seguridad: La figura por sí misma presenta el funcionamiento de este tipo de válvulas. Se usan para proteger el equipo contra la excesiva presión. Pasan el fluido al tanque cuando alcanza un determinado nivel de presión y se abren por la fuerza que ejerce la presión sobre el resorte regulador. (fig. 10.45) Son usadas en circuitos de poca importancia.

Fig. 10.44


Válvula de descarga con pistón equilibrado: Figs. 10.46 y 10.47 Su función de trabajo es similar a la anterior, pero su diseño presenta un perfeccionamiento adicional que reduce las irregularidades de marcha, facilitando una mayor uniformidad en las características de descarga. En la figura 10.46 se aprecian sus detalles constructivos; su marcha de funcionamiento es la siguiente: los dos lados del pistón A son de igual área y están normalmente sujetos a una misma presión comunicados por un orificio compensador. El pistón normalmente esta en equilibrio hidráulico y retenida en su lugar por un pequeño resorte S. El fluido que como se ve en la figura, también actúa sobre la bolilla C que es mantenida por el resorte D. que se regula con el tornillo E, dando la presión deseada de funcionamiento. Si el fluido que actúa sobre la bolilla C excede la pensión establecida de trabajo, esta bolilla se levanta, permitiendo descargar aceite hasta que se nivele la presión entre las dos caras. Este flujo pasa por el orificio central del pistón A. Al mismo tiempo el pistón

Fig 10.45


A se levante dejando libre la salida, pues el resorte B ya no puede mantener la diferencia de presiones en las dos caras. Esta abertura de válvula dura hasta que el retorna del aceite al tanque restablezca el equilibrio.

Fig. 10.46

Fig. 10.47


Válvula de aguja: Es una válvula de construcción simple cuya funcionamiento se ve en la fig.10.48. Se usa para reducir el caudal, tiene un gran inconveniente consistente en que la regulación trae aparejada una fuerte caída de presión.

Válvula de Regulación del caudal en función de la variación de presión En la entrada o en la salida de las válvulas reguladoras de caudal, pueden producirse variaciones en la presión. Estas variaciones se producen por la conexión y desconexión de elementos hidráulicos con diversas cargas de trabajo. Según la figura 10.49 A, el orificio de entrada S1, a través del tornillo de estrangulación, regula el caudal. La salida del fluido se realiza por S2. Al variar por cualquier circunstancia la presión, el émbolo de regulación y el muelle de compresión (balanza de presión) mantienen el caudal. En la figura 10.49 B se puede observar cómo actúan las fuerzas existentes sobre el émbolo de regulación de la válvula; en efecto, se puede afirmar que:

F2 = Al . pe2 + Fm (Fm es la fuerza del muelle)

F1 = Al – pe1 Como debe existir equilibrio, resulta:

Fig. 10.48


Al ser constantes Fm y Al, también debe serlo pe1 – pe2; luego:

Si ∆p permanece constante, con independencia de la presión de entrada, también permanece constante el caudal que pasa por el punto de estrangulación, que es precisamente lo que se pretendía.

121

121

2111

21

AFmpepe

AFmpePe

FmpeApeAFF

=−

+=

+⋅=⋅=

Constanteppepe =∆=− 21

Fig. 10.49 A

Fig. 10.49 B


La misma válvula con otro diseño de sistema de regulación rotativo fig. 10.49 C y 10.49 D

Fig. 10.49 C

Fig. 10.49 D


Válvulas reguladores de caudal con antirretorno Este tipo de válvulas regulan el paso del fluido en un sentido y dejan que éste circule libremente en sentido contrario. Cuando el aceite circula de A hacia B (fig. 10.50 A), la válvula antirretorno impide el paso libre hacia la salida y obliga al fluido a desviarse hacia la estrangulación regulada por el tornillo D. Si la corriente de aceite se dirige de B hacia A la presión existente vence la acción del muelle del anti retorno y el fluido escapa por la abertura de la válvula en lugar de dirigirse hacia la estrangulación, cuya sección es mucho menor. Estas válvulas se emplean para regular la velocidad de desplazamiento según la dirección de trabajo

Fig. 10.50 A

Fig. 10.50 B


También se emplean para gobernar (pilotar) otras válvulas, dentro del circuito hidráulico.

Válvulas distribuidoras 2/2 Las válvulas 2/2 sirven para gobernar el paso del fluido. La denominación 2/2 significa que este elemento adopta dos posiciones -paso y cierre- y tiene dos vías, P y A. La figura 10.51 A representa una de estas válvulas en reposo. En esta posición el paso de P hacia A está cerrado. Cuando se acciona el pulsador, el distribuidor pone en comunicación la entrada P con la utilización A (fig. 10.51 B); entonces se dice que la válvula está abierta. Al dejar de apretar el pulsador, el muelle obliga al distribuidor a recuperar la posición de partida, con lo que la válvula se cierra. Además de este modelo, denominado normalmente cerrado, existe otro normalmente abierto, cuyo funcionamiento es inverso al explicado. La válvula 2/2 se emplea para la apertura y cierre de circuitos hidráulicos.

Fig. 10.51 A

Fig. 10.51 B


Válvulas distribuidoras 3/2

Estas válvulas permiten la circulación de aceite en una dirección y, al mismo tiempo, cortan el paso en la otra dirección. La corredera de la válvula 3/2 (fig. 10.52) sin accionar cierra el paso de P hacia A y deja abierto el paso de A hacia T Cuando se acciona la válvula, la corredera une la entrada de presión P con la vía de utilización A, mientras el escape T queda bloqueado. Se emplea para gobernar cilindros de simple efecto.

Válvulas distribuídoras 4/2

Fig. 10.52

Fig. 10.53


Las válvulas 4/2 permiten el paso del fluido en ambas direcciones. Cuando la válvula está en reposo (fig. 10.53), la vía de entrada está conectada con la utilización A, mientras que la otra utilización (8) está puesta a escape (T). Al accionar la válvula se vence la acción del muelle y la corredera cambia de posición; es decir, el fluido circula de P hacia 8 y de A hacia T Estas válvulas se usan para gobernar cilindros hidráulicos de doble efecto.


Estas válvulas de 5 vías y 2 posiciones, se pueden considerar como una ampliación de las válvulas 4/2. La diferencia consiste en que las válvulas 512 poseen una vía más de escape R (fig. 10.54). Cuando la válvula está en reposo, la corredera permite el paso de P hacia 8 y el escape del aceite que procede de A. Al accionar la válvula, se comunica P con A y, al mismo tiempo, se pone 8 a escape por la otra salida T Estas válvulas se utilizan para gobernar cilindros de doble efecto. Como los escapes se purgan por separado, el líquido que regresa del cilindro puede emplearse para otras funciones de mando.

Fig. 10.54



Las válvulas distribuidoras de 4 vías y 3 posiciones, al igual que las válvulas 4/2 y 5/2, sirven para gobernar cilindros de doble efecto. Tienen, sin embargo, una posición intermedia, que es utilizada para varias posibilidades de mando. También se utilizan estas válvulas para el accionamiento de motores hidráulicos.

Fig. 10.55


Cuando la válvula adopta la posición media (fig. 10.55 A), el aceite circula de P hacia T, cerrando el paso de A y de 8; es decir, la válvula está puesta a escape. Al accionar el pulsador (f ig 10.55 B) el fluido pasa de P hacia A y de 8 hacia T Si se acciona de nuevo el pulsador (fig.10.55 C) el fluido circula de P hacia 8 y de A hacia T En este tipo de válvulas el muelle interno se anula y se incorpora un sistema mecánico de enclavamiento para poder fijar las tres posiciones. El símbolo está representado en la figura y se puede observar que la posición de reposo es la intermedia. Las tres posiciones permiten accionar varios elementos de trabajo. Su característica principal es que en la posición intermedia se puede originar un bloqueo o una liberación del elemento de trabajo, además de otras posibilidades.

Fig. 10.56


10.5 CONTROL DE LAS MAQUINAS HERRAMIENTAS INTRODUCCIÓN Se define como control un proceso en el cual una o mas variables son introducidas a un sistema y afectándose el resultado dependiendo del ambiente de un sistema individual. El termino control es también usado para definir los equipos mecánicos, electrónicos y de tecnología de la información. El sistema de control es parte esencial de la máquina herramienta permitiendo la obten-ción de un proceso que puede ser cambiado a través del programa específico. Se puede hacer una primera clasificación de los tipos de control:

• Analógico

• Digital

Ejemplo de control Analógico: levas, sistemas copiadores mientras un ejemplo de con-trol digital: los sistemas de NC. Los últimos trabajan con señales digitales las cuales son normalmente representadas en binario. Cabe consignar que si bien los sistemas digitales operan con señales binarias dichas señales no forman parte habitual de la información mostradas por el sistema. SISTEMA DE CONTROL MECANICO CONTROL POR LEVA Un caso típico de empleo del control por guía es el copiado. Hay máquinas copiadoras construidas expresamente para este proceso la herramienta ataca la pieza por arriba o por detrás, con lo cual se consigue que viruta salga sin impedimento. Durante el avance continuo del carro se guía un palpador (elemento transmisor de señal) a lo largo de una plantilla o de una pieza de muestra. Debido a la unión rígida entre el palpador y la herramienta, ésta se ve obligada a describir la misma trayectoria, confor-mando con ello a pieza correspondientemente a la plantilla. El palpador ha de apretarse contra la plantilla con la fuerza de reacción de la herramienta. ver fig. 10.65

Fig 10.65


CONTROL POR GUÍA ELÉCTRICO También en este caso se mueve el carro a velocidad constante. Cuando el palpador (Fig. 10.66) no toca la plantilla (P), los contactos KI de la caja del palpador están cerrados. A través del relé (R) (elemento de control) y del contactor (C) (elemento de ajuste), se acciona el acoplamiento KI, de manera que el motor mueve el carro porta herramienta hacia la pieza, hasta que el palpador toca la plantilla. Con esto se cierran los contactos KII, y el motor hace retroceder el carro hasta que el palpador se separa de la plantilla.

CONTROL POR GUÍA HIDRÁULICO Durante el avance continuo del carro el palpador es guiado en la plantilla. (Fig. 10.67) Al encontrar variaciones de forma el palpador, por medio de su palanca angular hace que se desplace el émbolo de la válvula direccional, o distribuidor 4/2. Esta distribuye la corriente de aceite a presión que viene de la bomba de aceite, bien a la superficie ante-rior del émbolo o a la posterior, de manera que el carro portaherramienta, con la herra-mienta, ejecute un movimiento hacia el centro de la pieza de trabajo o apartándose de ésta. Debido a la posición oblicua del dispositivo copiador (generalmente 60°) pueden realizarse chaflanes en el lado izquierdo y superficies planas en el lado derecho. Estos dispositivos copiadores hidráulicos pueden montarse como equipo completo en tornos existentes. Ofrecen la ventaja de una precisión de copiado relativamente alta. En lugar de plantillas pueden también sujetarse entre puntos piezas de muestra (denominadas también frecuentemente piezas patrón) para que sirvan de elemento de señal durante

Fig. 10.66


este control. Esto es válido también para el control por guía eléctrico y electrohidráuli-co.

CONTROL POR GUÍA ELECTROHIDRÁULICO En este tipo de instalación la forma de la plantilla se palpa con ayuda de un palpador eléctrico. Los impulsos se amplifican electrónicamente. El electroimán alimentado con esta corriente hace que en fracciones de segundo el distribuidor oleohidráulico ejecute un recorrido de mando suficiente para que se alimente inmediatamente al émbolo hidr-áulico con una fuerte corriente de aceite. Debido a los cortos tiempos de conmutación, se consigue una precisión de copiado muy alta.

Fig. 10.67

Fig. 10.68


CONTROL POR PROGRAMA En los programas están fijados todos los procesos de movimiento (automatismo comple-to o sólo partes del ciclo de fabricación total (semiautomatismos o automatismo parcia-les), conforme al grado de automatización. CONTROL POR PROGRAMA MECÁNICO Los tornos completamente automáticos o semiautomáticos se controlan frecuentemente con ayuda de tambores de levas o discos de levas (fig. 10.69) En uno o varios porta-herramientas, torreta de torno, revólver o cabeza¡ de estrella- están sujetas las herra-mientas de tornear necesarias para la fabricación, así como escariadores, brocas, avella-nadores, brocas de centrar o cabezales roscadores. Los tambores de levas o discos de levas, que giran a velocidad constante, controlan (generalmente por recorrido) la dispo-

sición de las herramientas, cambiando o haciendo girar el portaherramientas y moviendo a continuación el carro y el portaherramientas hacia la pieza de trabajo a la velocidad de avance correcta. En los tornos totalmente automáticos, que trabajan generalmente con material en barras, también se ejecutan mediante el control el avance del material, la sujeción y el tronzado. El inconveniente de estas máquinas es el tiempo de preparación, relativamente largo, durante el cual la máquina no produce. Pueden hacer falta varios días para posicionar todas las levas y ajustar con precisión todas las herramientas. Es necesario vigilar constantemente y controlar las medidas de las piezas de trabajo a causa del desgaste de las herramientas. Las máquinas de este tipo sólo son rentables cuando se trata de fabricar un gran número de piezas.

Fig. 10.69


CONTROL POR PROGRAMA HIDRONEUMÁTICO

Los controles hidráulicos, neumáticos o combinados se emplean frecuentemente para movimientos de avance, por ejemplo en máquinas rectificadoras, a causa de su suavidad de marcha y su regulabilidad sin escalonamiento. Según la forma de generarse los im-pulsos, los controles de este tipo pueden trabajar como controles horarios, por recorrido

Fig. 10.70


o secuenciales. En la figura 10.70 se aprecia el esquema y el gráfico acciones / tiempo de un programa de control hidroneumático. CONTROL POR PROGRAMA ELÉCTRICO Las máquinas fresadoras suelen estar provistas de un equipo de control eléctrico. El programa de control se divide en dos sistemas de memoria. Las longitudes de los mo-vimientos se fijan o bien se memorizan mediante el ajuste de topes montados sobre re-gletas dispuestas en las direcciones de movimiento de la mesa. Mediante dichos topes se determina al cabo de qué recorrido, es decir, «cuándo» debe entregarse el nuevo impul-so de conmutación. Este impulso pasa luego por un panel de clavijas eléctrico o un apa-rato de cinta perforada. Desde allí se transmite al elementos de accionamiento corres-pondiente, por ejemplo el motor de avance o el accionamiento de la fresa. Con esto se determina el lugar «donde» ha de surtir efecto el impulso. (fig. 10.71)

CONTROLADOR LÓGICO PROGRAMABLE Un controlador programable (PC), también conocido como controlador lógico progra-mable (PLC), es un sistema de control de propósito general que acepta entrada de fuen-tes como botones de opresión, interruptores de límite y sensores de temperatura, presión y flujo. Es capaz de generar salidas a dispositivos como relés de carga, válvulas sole-noides, arrancadores de motor, motores de paso y aún servoimpulsores. Hay muchas marcas y difieren en detalles pero se basan en los mismos principios. En la figura 10.72 se ilustra un diagrama de un controlador programable básico.

Fig. 10.71


El programa para un proceso se almacena en la memoria de estado sólido. La más sim-ple es una memoria solo de lectura (ROM), que no es cambiable en algunos sistemas pero que es cambiable en, otros sistemas por un programa auxiliar o cargador de memo-ria ( en realidad se trata de una epron). Como regla un programa no se cambia, (excepto por, correcciones), mientras el controlador está dedicado a un proceso particular. Los registros de entrada/salida sirven para convertir niveles de señal desde el exterior a in-terior (y viceversa) y para aislar el controlador de los transitorios exteriores. El rastrea-dor verifica los registros de entrada y salida en forma continua e informa a la memoria y el CPU del estado de la entrada y la salida. También sirve para sincronizar las activida-des del controlador. La unidad central de proceso (CPU) o sección lógica toma todas las decisiones con base en la condición de las entradas y las salidas para conformar el pro-grama en memoria y comanda el cambio de la salida Todo esto se ejecuta en forma re-petida en milisegundos, lo cual es mucho más rápido que la memoria de las actividades bajo control. La mayoría de los PC tienen características adicionales más allá de las esenciales. Una encuesta mostró que 95% de ellos tienen funciones de temporizado y conteo. Muchos pueden tener memorias de lectura/escritura (RWM) y pueden cambiarse en cualquier momento por botones de opresión, teclados o carga de computadora. Está disponible una presentación en pantalla (CRT) para mostrar lo que está almacenado en la memoria y el estado de la operación. Las capacidades de memoria varían en las marcas diferentes de menos de 1000 a decenas de miles de palabras de información. Casi todos los PLC aceptan formatos lógicos o secuenciales para programar la memoria, pero unos cuantos utilizan programas de palabras similares a los de las computadoras. Una proporción considerable de PLC tiene capacidades de computadora. Una encuesta mostró que cerca de un tercio tienen funciones aritméticas de comparación y decisiones y más de un cuar-to tienen capacidades para manipular información. Estos PLC pueden comunicarse e interactuar con computadoras y otros PLC, también pueden coordinar y monitorear ma-nipulación automatizada de material y líneas de transferencia multilaterales. Están dis-

Fig. 10.72


ponibles accesorios de diagnósticos de fallas. Los precios varían desde menos de $500 para un controlador básico para una docena o más funciones hasta decenas de miles de dólares para algunos capaces de controlar miles de funciones y proporcionar servicios auxiliares completos Los controles programables se incluyen tanto en sistemas sincrónicos y asincrónicos, en la manufactura y también para todas las clases de procesos. Sin la potencia de computa-doras, los PLC son mucho más baratos que las computadoras y donde se controlan poco más de unas pocas funciones, los PLC son más compactos y baratos que los sistemas con relés. La principal ventaja de los PLC respecto a los sistemas con relés es que la lógica PLC puede cambiarse con mucha más facilidad, con rapidez y bajo costo. Esto puede ser de ayuda para probar un sistema, mejorarlo o modificarlo por cambios en el diseño de la parte, pero sobre todo un PLC no se vuelve anticuado puesto que en el caso de que ya no se necesite una máquina, su PLC puede reprogramarse con facilidad para otra. Hay accesorios adicionales para los PLC incluyen alarmas y cambios de herra-mienta según calendario, diagnósticos de sistemas, análisis de ciclo en tiempo real, in-formes de utilización de máquina y resúmenes de control de la producción. Los disposi-tivos de estado sólido en los PLC sin partes móviles son más confiables que los relés electromecánicos en los cuales es notorio que los contactos se desgastan y corroen. Por otra parte, los PLC no son tan sensitivos como las computadoras y pueden diseñarse para sobrevivir mejor en los duros y sucios ambientes industriales. Es importante reconocer las diferencias entre los PLC y los sistemas de control numé-rico (NC). Los propósitos de los dos sistemas son diferentes. Un PLC se dedica cuando menos por un periodo significativo de tiempo a un proceso u operación y trabaja en un programa en ese tiempo. Con un número limitado de variables, se requiere poca retroa-limentación. Por otra parte, la tarea de un sistema NC es aceptar llevar a cabo instruc-ciones que cambian en forma continua. Por tanto el sistema NC normalmente es más complejo y costoso. El NC opera sólo los modos de encendido y apagado; acepta señales y da comandos sólo para encender y apagar. El sistema NC opera con números, aunque los números pueden expresarse en formas binarias. Por tanto, el NC puede reconocer y trabajar en cualquier dimensión dada dentro de su alcance, en tanto que el PLC está imposibilitado para esto. El NC Puede hacer lo que el PLC, pero cuesta mucho más.


CONTROL NUMERICO GENERALIDADES Un sistema de control numérico (NC) es aquél en el cual las instrucciones para realizar un trabajo se dan a una máquina como números y se llevan a cabo en forma automática y precisa. El sistema se programa fácilmente para cualquier trabajo dentro de su alcan-ce. Cuando se termina un trabajo, se introduce un programa nuevo y el sistema realiza el nuevo trabajo y así sucesivamente. El control numérico por tanto se llama programación variable. El NC se ha aplicado principalmente a todas las clases de máquinas herramien-tas: a tornos, punzonadoras, máquinas taladradoras, máquinas fresadoras, brochadoras y rectificadoras. El NC también se encuentra en otras áreas; en la soldadura con arco y el corte con llama y en operaciones de remachado y ensamble. Esta no es una lista comple-ta. Las máquinas NC se diseñan para satisfacer cada necesidad en la forma más eficiente y económica y por tanto existen muchos tipos y tamaños de máquinas NC, pero todas se basan en ciertos principios subyacentes. Resumiendo presentamos la clasificación de tipo del control para desplazamientos en la máquinas NC (fig. 10.75)

El NC comenzó con una entrada por cinta perforada, y se llamó control con cinta, pero en la actualidad se usan también otros medios de entrada. Las tarjetas y las cintas perfo-radas se han aplicado para dirigir máquinas por más de 150 años: en telares Jacquard y máquinas para cortar tela y en los pianos automáticos de una era ya pasada. La primera máquina NC moderna, una máquina fresadora, se desarrolló y exhibió en 1953 en el Massachusetts Institute of Techriology bajo los auspicios de la U.S. Air Force.el desa-rrollo subsiguiente se desarrollo en varios pasos. Los NC originales usaban técnicas de relay; siguieron los transistores y el circuito integrado lo que permitió el desarrollo de la mini computadora y luego el microprocesador permitiendo realizar por las máquinas herramientas tareas cada vez mas complejas (fig.10.76) cada nueva generación vio la extensión de nuevas aplicaciones y algunos problemas los cuales demandaron solucio-nes muy sofisticadas se fueron a su vez resolviendo. Ejemplos los programas de dia-

Fig. 10.75


gnóstico, hoy el telediagnóstico, la programación en memoria, los programas de simula-ción en el equipo, la programación dialoguista, etc. En el corto periodo que ha transcu-rrido desde entonces, las máquinas herramientas NC han llegado a constituir una por-ción apreciable de todas las máquinas herramientas hechas y vendidas en el mundo.

Hoy por hoy mas del 98 % de los equipos comercializados son CNC en vez de CN. En la figura 10.77 se puede observar la evolución del pasaje de CN a CNC a fines de la década del 70

Fig. 10.76

Fig. 10.77


MAQUINAS HERRAMIENTAS CON CONTROL NUMÉRICO A continuación pasaremos a describir los elementos constitutivos, controles y su trata-miento externo de programas. En la figura 10.78 se tiene la estructura de un conjunto CNC Fig. 10.78


La maquina de herramienta de control numérico computado (CNC) opera, en línea ge-neral según el esquema presentado en la figura 10.79

En la figura puede verse los distintos componentes que permiten el control numérico del movimiento de la mesa. Dicha mesa (1) se mueve por un sistema mecánico de tornillo- tuerca (2) al que se le conecta un control de posición (3) que se señala en cada momento la posición real de la mesa. La unidad de comparación (6) elabora una señal de error cuyo valor es la diferencia entre la posición real y la indicada por la unidad de entrada (7) que una vez amplificada en (5), llega como señal al mando del motor (4) unido al husillo para que aquel gire de tal forma que dicha diferencia se anule y coincidan los valores real y teórico del desplazamiento. Los valores teóricos o datos se introducen en forma de programa en la unidad de entrada (7), empleando un lenguaje comprensible para la máquina BUCLE DE SERVOMECANISMO O CONTROL DE POSICIONAMIENTO El control numérico de un órgano móvil tiene por objeto conducirlo automáticamente a una posición determinada, sea siguiendo una trayectoria recta o curva. Cuando una or-den ha sido emitida, es preciso cerciorarse de que el útil adopta la posición exacta. Para ello se utilizan dos sistemas:

1. Sistema de bucle cerrado. 2. Sistema de bucle abierto.

Fig. 10.79


Sistema de bucle cerrado

El principio de un servomecanismo de posición consiste en comparar en todo momento la posición del móvil con la orden dada. La señal que se emite al motor es función de la relación entre la posición y la orden (fig. 10.80). Las máquinas que utilizan este sistema normalmente tienen dos bucles de retorno de información, uno para el control de la posición y otro para el control de la velocidad de desplazamiento del móvil, ya que momentos antes de alcanzar la cota deseada disminu-ye la velocidad de éste para conseguir un posicionado correcto (fig. 10.81). Para este tipo de bucle se utilizan motores de corriente continua, corriente alterna o hidráulicos.

Fig. 10.80 Fig. 10.81

Fig. 10.80


Sistema de bucle abierto

En este sistema se suprime el retorno de la información por la introducción de motores paso a paso. El principio de funcionamiento de estos, motores se presta particularmente bien para maquinas que trabaja con impulsos (figura 10.82). El motor paso a paso comporta un rotor que efectúa una rotación de un ángulo determi-nado cada vez que su bobina de mando recibe un impulso eléctrico. Entre el generador y el motor se ha dispuesto de un circuito de apertura y cierre, El con-tador preseleccionado cierra la puerta cuando ha recibido el número de impulsos corres-pondientes al desplazamiento a realizar. A continuación, antes de pasar al control numérico propiamente dicho, estudiaremos los elementos de mando de los movimientos y los órganos de medición de los desplaza-mientos. DESPLAZAMIENTO DE CARROS DE MÁQUINAS-HERRAMIENTA Para desplazar un carro de una máquina-herramienta mediante un sistema de control, es esencial una rápida respuesta de carros y elementos giratorios de impulsión a las señales de entrada (véase figura 10.83) y, aun, así, para resistir pesadas cargas y fuerzas en el corte de metal, es necesaria una robusta construcción de la máquina. Para satisfacer estas necesidades antagónicas se ha modificado y perfeccionado el tradi-cional diseño de máquinas-herramienta; por ejemplo, las fuerzas de fricción se reducen por la sustitución de rodamientos en lugar de cojinetes de deslizamiento en guías y tuer-cas de tornillos de avance, con lo que se reducen cargas y es posible que algunos com-ponentes del sistema de impulsión, como son embragues, engranajes y ejes se reduzcan en sus dimensiones. Por estos medios se reduce la inercia del sistema, se emplean siste-mas de impulsión de menor potencia y se reduce al mínimo el costo de componentes de diseño avanzado.

Fig. 10.82


En el control de elementos de carros portaherramientas debe hacerse una distinción en-tre sistemas de impulsión para desplazar físicamente el carro, y sistemas de alimenta-ción para supervisar la posición del carro (sistemas de lazo cerrado).

Esta distinción se ilustra en la figura 10.84, y ejemplos de control de lazo abierto y ce-rrado se muestran en la figura 10.80 y 10.81 para lazo cerrado y 10.82 para lazo abierto. Un transductor se necesita para supervisar el desplazamiento de carros. Puede recibir su entrada desde un elemento giratorio del sistema de impulsión, por ejemplo, el tornillo de avance, en cuyo caso la precisión puede ser afectada por errores del tornillo de avance, torcionado del mismo, deslizamiento axial, etc.; o de un transductor lineal, por ejemplo, retículas ópticas o interferómetros de láser, y puede vigilar desplazamientos directamen-te desde el carro mismo. En todos los casos, el sistema debe ser capaz de vigilar despla-zamientos de carros (y velocidad en el caso de máquinas para contornear) sobre largas distancias de carrera y a un alto grado de precisión. SISTEMA DE IMPULSIÓN DE MOTOR PASO A PASO Un motor paso a paso impulsa un tomillo de avance, ya sea directa o indirectamente mediante engranajes, en una secuencia de movimientos incrementales. El principio de

Fig.10.83

Fig 10.84

a b


su diseño se ilustra en la figuras 10.85 a y b, que muestra (en la figura 10.85 a) tres con-juntos de laminaciones coaxiales del estator (S1, S2, S3) dispuestos con sus ranuras en exacta correspondencia angular. Tres conjuntos de rotores de laminación (r1, r2, r3 ) están posicionados en la flecha del motor axialmente coincidentes con los estatores, pero están colocados radialmente de modo que sus ranuras estén desplazadas en relación una con otra en un tercio del paso radial de las ranuras, es decir, en el diagrama, 360°/ 24 % 3 = 5°. Los devanados de estator (W1,W 2, W3) reciben pulsos de la alimentación en secuencia, ocasionando que el rotor gire en pasos de 5° en el sentido de las maneci-llas de un reloj, o al contrario, según el orden en que los devanados reciban los pulsos. La velocidad de rotación es una función de la frecuencia del pulso. La magnitud del desplazamiento angular (y, por lo tanto, el desplazamiento del carro de la máquina) de-pende del número total de pulsos recibidos.

Fig. 10.85 a

Fig. 10.85 b


RESOLVER (o Resolutor) El sincro-resolutor (figura 10.86) es un transductor electromagnético de posición que incluye un estator y un rotor conectados a un eje de salida o tornillo de avance. El esta-tor tiene dos bobinas a 90° entre sí, donde el devanado monofásico del rotor gira con el eje de salida. Al controlar de manera precisa la rotación angular del rotor en relación con el estator, el carro de la máquina se puede desplazar a su posición deseada mediante un enlace mecánico, es decir, engranajes, embragues y tornillos de avance. Los datos posicionales de entrada se convierten de digitales a analógicos y la señal re-sultante de voltaje de corriente alterna se separa en dos componentes senoidales de dife-rencia de fase de 90°, es decir, sen θ y cos θ, donde θ representa la posición angular del rotor necesaria para dar la posición del carro requerida por medio de la impulsión del tomillo de avance. En el resolutor, el voltaje inducido en la bobina del rotor varía senoidalmente a medida que el rotor gira los 360°; cuando el ángulo girado por el rotor (φ) corresponde al ángulo deseado (θ), la magnitud del voltaje se reduce a cero (es decir, es nulo). Entonces, θ-φ es el error angular entre las posiciones deseadas y real del rotor, y cuando θ = φ, el error es cero y el carro de la máquina está en la posición pedida por la señal de entrada. Debi-do a que el voltaje del rotor varía senoidalmente según su posición angular, existe un nulo a cada 180° y se utiliza un sensor de fase para identificar el cambio correcto de fase (fig. 10.87). Como un nulo también ocurre por cada giro de 180° de un tomillo de avance directa-mente conectado a un rotor, es necesario conectar varios resolutores juntos por medio de engranajes, y embragues para ampliar el alcance del sistema.

Fig. 10.86


Fig. 10.87

EL INDUCTOSIN Realmente, el Inductosin (figura 10.88 a ) es un resolver lineal. Utiliza el principio de acoplamiento inductivo entre dos conductores para proporcionar una señal análoga a la posición lineal del carro, de una máquina-herramienta. Tiene dos devanados: el largo (escala), que se extiende a lo largo de la corredera, y el corto (regla), que suele estar ajustado al carro. Un espacio intermedio de 0,2 mm separa los dos elementos. Como se ilustra en la (figura 10.88 b), los devanados están en formación de “'horquilla". El devanado de escala es de una sola fase y análogo a un rotor de resolver, el de regla tiene dos juegos de devanados, uno de ellos desplazado P/2 en relación con el otro. Cuando una señal de corriente alterna se aplica al devanado de escala, los voltajes indu-cidos en los dos devanados: de regla se desplazan 90°, es decir, serán proporcionales a sen φ y cos φ, respectivamente. Si S = desplazamiento lineal de la regla P, = separación de los polos Entonces,

P

S⋅⋅=

πφ 2


Si se traza una recta a a1 que corte las dos curvas que se muestran en la figura 10.88 c, se identifican dos voltajes que, tomados juntos, serán únicos para las curvas ilustradas y, por lo tanto, se pueden usar para identificar la posición de la regla en relación con un polo en el devanado de escala. De manera opcional, si estos mismos dos voltajes ali-mentan a los devanados de la regla, se inducirá un voltaje en el devanado de escala que será máximo para la misma posición única. Estos principios son la base de un sistema para identificar la posición del carro de una máquina-herramienta, pero, como en el caso del resolver, debido a que la posición iden-tificada es única sólo en lo que se refiere al devanado de ciclo, también es necesario:

1. Contar con medios para identificar el ciclo. 2. Establecer un límite suficiente para dar espacio a todo el desplazamiento line-al del carro.

Fig. 10.88 a

S

Fig. 10.88 b

(c) Fig. 10.88 c


EL CODIFICADOR GIRATORIO La base de este tipo de transductor (figuras 10.89 y 10.90) es un codificador de disco montado en el extremo del tomillo de avance del carro. El disco está dividido en seg-mentos que son transparentes - opacos para uso en técnicas de exploración de fotocelda, o bien, opcionalmente, conductor no conductor para exploración por cepillos tipo con-mutador. La codificación del disco es análoga a la utilizada en cinta perforada. Si los segmentos de disco están "enderezados" como se muestra en la figura 10.89 b (ii) se puede ver que las áreas no sombreadas corresponden a un agujero en cinta perforada. Si se explora el disco a medida que gira por medio del tomillo de avance, se alimentan pulsos en el sis-tema. Después de una adecuada decodificación, estas señales de salida se comparan con la entrada para que haya corrección si existe diferencia, es decir, error, entre la posición deseada y la real del carro.

Fig Fig. 10.90

Fig. 10.89


RETÍCULAS ÓPTICAS En las figuras 10.9, 10.92, 10.93 se muestra el principio de un método utilizado en la aplicación de retículas lineales para supervisar el desplazamiento del carro de una máquina-herramienta. Las líneas de la retícula del índice corto están inclinadas a un ángulo ligero con respecto a las de la retícula de escala que se prolongan a toda la longi-tud de la guía La intersección de estos dos conjuntos de líneas crea un efecto de interferencia que da lugar a la figura de franja Moiré. Cuando una escala se desplaza en relación con la otra, las franjas oscuras de interferencia pasan por el ancho de la retícula a ángulos rectos a la dirección de recorrido;( véase la figura 10.94). Las franjas oscuras dan lugar a una va-riación en la intensidad de luz recibida por las fotoceldas, como muestran las ondas del diagrama. La desenergización de cada fotocelda, a su vez, genera pulsos en proporción directa a la magnitud del desplazamiento del carro. El orden en que las fotoceldas sé desenergizan proporciona la información necesaria para discriminar en el sentido de dirección del movimiento del carro. Una vez más, los pulsos proporcionan la señal de salida que se puede decodificar y comparar con la señal de entrada de posición para el carro de la máquina-herramienta.

Fig. 10.91


Fig 10.92

Fig 10.93


3. CLASIFICACION DE LAS MAQUINAS-HERRAMIENTAS Como consecuencia de las diferencias entre las máquinas a automatizar, de las dificul-tades técnicas en el diseño de las unidades de control y de condicionamientos económi-cos, se han originado diversos tipos de control numérico, que pueden ser clasificados en tres tipos: 1. Control numérico "punto a punto", 2. Control numérico "paraxial", 3. Control numérico "continuo". Control punto a punto Las primeras máquinas con C.N. fueron taladradoras, actuando el sistema de control como posicionador de coordenadas, no realizándose ningún tipo de taladrado mientras el carro estaba en movimiento. Por lo que la trayectoria efectuada entre puntos carecía de importancia. Ver fig.10.95

Formas de onda de intensidad lumi-nosa causada por el desplazamiento de franjas debido al movimiento del carro de la máquina

Fig 10.94


Figura 10.95

Control en línea recta Al fresar, el mecanizado se realiza cuando el carro está en movimiento, lo que implica que éste debe desplazarse sobre una trayectoria determinada. También se requiere una velocidad de avance definida. Esto se consigue mediante este tipo de control. Ver fig.10.96

Control en contorneado Con este control la herramienta se mueve durante el fresado en dos o más direcciones axiales al mismo tiempo, para poder describir el perfil deseado en un plano o en un vo-lumen. Existen sistemas donde el control en contorneado se realiza solamente en dos ejes simultáneamente, usándose para el tercer eje el control en línea recta. Ver fig.10.97

Fig. 10.96


Figura 10.97

Para un mecanizado en el espacio se deberá utilizar una "máquina de tres ejes”.

Se pueden encontrar también otras expresiones que es necesario precisar:

• Maquina de dos ejes y medio, Con esta máquina se puede trabajar en contornea-do en el plano. El tercer eje (el de la herramienta) puede ser mandado, pero sin sincronización con los dos primeros.

• Maquina de dos ejes conmutables La máquina posee tres ejes de libertad, pero

no se pueden sincronizar más que dos a la vez (X, Y) o (X, Z) por conmutación. A continuación se representan algunas máquinas con varios ejes de movimiento (v. fig. 10-100 y fig. 10.101).

Fig. 10.98


Fig. 10.101

Fig. 10.101


CÁLCULO DE TRAYECTORIAS Es materialmente imposible, para un preparador, definir todos los elementos necesarios para conducir la máquina en mecanizado de gran precisión. Dos son los procedimientos empleados para efectuar estos cálculos:

1° Hacer calcular a un ordenador las Coordenadas de los puntos necesarios para seguir correctamente la trayectoria, en función de la precisión requerida, y dar, bajo formas numéricas, estas coordenadas al Control Numérico. Este procedi-miento es utilizado en programación automática.

2° El control de la máquina comporta un calculador denominado "interpolador", que efectúa el cálculo de las coordenadas y las suministra a la cadena de control. Estos interpolares son de varios tipos, según las curvas que permiten realizar:

Interpolador lineal

Descompone un segmento recto. Es suficiente con indicar las coordenadas de las extre-midades del segmento. El equipo de control, al recibir la instrucción en forma de G 01... , pasa la información a la tarjeta destinada exclusivamente a este tipo de cálculo y manda desplazarse a los mo-tores X e Y de forma sincronizada hasta alcanzar la posición B siguiendo una línea re-cta.


Interpolador circular Descompone un arco de circunferencia conociendo los elementos necesarios para defi-nirlo; frecuentemente se define el arco con el punto inicial, punto final y centro. En este caso, al recibir la información en forma de G02..., la tarjeta manda movimientos sincronizados a los motores X e Y teniendo en cuenta un punto (I, J), que es el centro del arco.

Interpolador parabólico Se utiliza el mismo principio, pero para una parábola. No es muy corriente que las máquinas sean equipadas con el interpolador parabólico. En la figura 10.103 se puede apreciar la ventaja de la interpolación parabólica en vez de interpolación lineal

Fig. 10.103


LENGUAJE DE PROGRAMACION El diálogo entre el preparador o el programador y la máquina con control numérico se hace a través de un lenguaje convencional. Este lenguaje se presenta en forma de «pro-gramación manual» y «programación automática». El lenguaje, compuesto de direcciones y de palabras, contiene informaciones codifica-das que la máquina traducirá y transformará en órdenes de mecanizado. Las informa-ciones se introducen directamente en el controlador del control numérico, o bien por medio de soportes diversos (disketes, casetes, cinta perforada etc.). Es evidente que el contenido de el siguiente apunte será insuficiente para conocer a fondo todos los aspec-tos y posibilidades de las maquinas herramientas con CN. INTRODUCCION A LA PROGRAMACION MANUAL La máquina de control numérico es una máquina total o parcialmente automática, a la que le son comunicadas las órdenes por medio de signos simbólicos contenidos en un soporte material, banda magnética o cinta perforada. Como en el trabajo convencional, existe una preparación de máquinas como puede ser el tipo de utilaje necesario, las herramientas elegidas para el mecanizado y la puesta a punto de la máquina. Sin embargo, nos queda todavía la comunicación de las órdenes del hombre a la máquina a través de la unidad de gobierno (U G). Esto se realiza con un lenguaje alfanumérico interpretable por la máquina. Este lenguaje se le llama lenguaje de programación. En general, la información necesaria para la ejecución de una pieza en la MHCN puede ser de tipo geométrica o de tipo tecnológica.

Fig. 10.104


Información

Geométrica

Dimensiones de la pieza Acabado superficial Tolerancias Dimensiones de la herramienta Longitud de las carreras Etcétera

Tecnológica

Velocidad de avance Velocidad de rotación Características del material de la pieza Características de la herramienta Clase de refrigerante Modo de funcionamiento, de la MHCNEtcétera

DIRECCIONES Y PALABRAS UTILIZADAS EN PROGRAMACIÓN MANUAL La definición de las letras/direcciones y de las palabras más frecuentes se describe a continuación. Si bien tanto ISO como EIA ha estandarizado los códigos y letras éstas sufren cambios menores en función del fabricante y de la aplicación.

Funciones de Posición:

X parámetro y movimiento según el eje de X, Y parámetro y movimiento según el eje de Y, Z parámetro y movimiento según el eje de Z A coordenada angular alrededor del eje X, B coordenada angular alrededor del eje Y C coordenada angular alrededor del eje Z I coordenada del centro de un círculo según X J coordenada del centro de un círculo según Y K coordenada del centro de un círculo según Z

Funciones preparatorias G (van de G00 a G99)

Funciones auxiliares

M (habitualmente van de M00 a M99, se puede encontrar hasta M209)

Condiciones de corte F velocidad de avance en mm/min. o en mm/vuelta S velocidad de rotación o de corte en vueltas/min. o en m/min.,

Otras T útil, N número de bloque


Las palabras que componen el lenguaje de las máquinas con CN y las acciones que re-presentan permiten escribir programas. Estos pueden variar según las máquinas y se utilizarán de acuerdo con el manual de instrucciones de los fabricantes. Algunas de las funciones de preparación

G00 Desplazamiento rápido G01 Interpolación lineal. G02 Interpolación circular sentido

horario. G03 Interpolación circular sentido

antihorario. G04 Temporización

G14, G15, G16

Programación del Eje C.

G17 Elección del plano XY para la interpolación circular y la co-rrección del radio.

G18 Elección del plano ZX para la interpolación circular y la co-rrección del radio.

G33 Roscado. G70 / G71 Unidad de medida G80/ G89 Ciclos fijos

G91 Incremental G92 Absoluto G94 Avance F en mm/min G95 Avance Fen mm/vuelta G96 Velocidad S en mts./min. G97 Velocidad S en RPM

Algunas funciones de Maquina (M)

M00 Parada de programa M01 Parada condicional de programa M02 Fin de programa. M03 Rotación de husillo sentido hora-

rio M04 Rotación de husillo sentido anti-

horario. M05 Parada de husillo. M06 Cambio de útil. M08 Activar fluido de corte M09 Desactivar fluido de corte M10 Bloqueo M eje M11 Desbloqueo M eje M19 Parada orientada del cabezal


Cabe consignar que estas funciones (tanto M como G) son solo un ejemplo se debe con-sultar los manuales de la máquina respectiva a fin de utilizar los correctos. Ejemplo de aplicación en un torno y fresadora

Num

ero

de B

loqu

e

Func

ione

s pre

para

toria

s

Coo

rden

adas

del

eje

X

Coo

rden

adas

del

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Y

Coo

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adas

del

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Z

Coo

rden

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circ

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X

Coo

rden

adas

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Y

Coo

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Z

Vel

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Vel

ocid

ad d

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Iden

tific

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ular

es

Val

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Cor

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ión

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or d

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mpo

rizac

ión

Afectacio-nes

N G X Y Z I J K F S T MA B C

U V W

P Q R H/F Fresadora

N G X Y Z I J K F S T M P R H/F Torno

PROGRAMACIÓN AUTOMATICA Para evitar todo cálculo al programador, lo que constituye la principal fuente de errores, se recurre a la programación automática. El programa se redacta en un lenguaje simbólico próximo al nuestro, pero que no es aún el lenguaje codificado que se ha estudiado - (fig. 10.105) a partir de la hoja de instruc-ciones (1) y del plano de la pieza (2). El programa (3) escrito en lenguaje simbólico (APT o IFAPT) se ingresa a la computadora (4) y esta efectúa todos los cálculos necesa-rios. Después, la unidad adaptadora programa (5) realiza la adaptación (post processor) a la máquina concreta y permite obtener el soporte (diskette, cinta perforada, etc.) (6) y el listing (7) y (8) maquina. A partir de aquí, el proceso de la información es idéntico al de la programación manual.

4

5

6

7

8

Fig. 10.105


El lenguaje simbólico al que se hacía referencia es un lenguaje altamente especializado que permite transformar nuestras expresiones habituales en abreviaturas convencionales asimilables por un ordenador. Así, por ejemplo, si se desea designar 6 taladros de 30 mm de diámetro repartidos sobre una circunferencia de radio 50 mm se puede imaginar una expresión tal como esa: 6 TAL (taladros) CIRCUL (sobre un círculo) RAD (radio) 50, x, y, z (coordenadas del centro) DIA (diámetro) 30 (36016) (repartidos). Esta expresión puede dar una cierta idea de este tipo de lenguajes, el primero de los cua-les fue desarrollado por el MIT (Instituto de Tecnología de Massachussetts) con el nombre de APT para las máquinas herramientas de control numérico. APT Uno de los programas mejor conocidos originado en la década de 1950 en el MIT y des-arrollado en varias etapas al paso de los años. Se desarrolló primero para fresado y tuvo gran uso en la industria aerospacial. Se hicieron adiciones posteriores para otras clases de operaciones. La responsabilidad total para el desarrollo continuado fue conferida al IITRI, en Chicago, donde se produjo en 1961 la versión APT III. Después en 1971 el desarrollo del ATP quedó a cargo de una organización conocida como Computer Aided Manufacturing International (CAMI). El APT no representa ya la avanzada de la tecno-logía de manufactura auxiliada por computadora pero ha sido desarrollado desde enton-ces como uno de los componentes importantes de la tecnología en expansión gerencial y de manufactura. En 1977 el American National Standards Institute (ANSI) publicó el boletín de Standards titulado Programming Language APT, ANSI X3.37 para establecer la forma de los programas y su interpretación en las expresiones del lenguaje APT. El propósito fue promover la intercambiabilidad de procesamiento de todos los sistemas APT en una amplia variedad de computadoras. Para lograr esto, el estándar establece la sintaxis del lenguaje APT, las reglas que gobiernan la interpretación de la sintaxis y el formato de las posiciones de herramienta en el archivo de datos de salida. El estándar no prescribe cómo se procesan o implantan los programas APT. De acuerdo con el estándar ANSI el lenguaje APT está compuesto de una jerarquía de cinco subconjuntos apropiados. Cada subconjunto tiene la capacidad de todos los sub-conjuntos de nivel más bajo. El más simple (subconjunto 1) no contiene definiciones geométricas; éstas se introducen en el subconjunto 2. Los subconjuntos 1 y 2 son ade-cuados para operaciones de punto a punto. El contorneado en un plano principia con el subconjunto 3, el contorneado en tres dimensiones con el subconjunto 4 y el contornea-do en ejes múltiples con el subconjunto 5. Con niveles más altos están disponibles defi-niciones más y más comprensivas, y pueden incorporarse rutinas largas (como circuitos de ejecución). Los subconjuntos 4 y 5 pueden ser programas del punto III. Un sistema APT consta de un lenguaje APT y un procesador APT que está disponible mediante honorarios para cualquiera que no lo tenga en su propio sistema. No hay un sistema monolítico. El APT llegó a desarrollarse en un sistema voluminoso, utilizado principalmente por la industria de la aviación, quedó más allá de las necesidades y ca-pacidades que la mayoría de los usuarios potenciales y en consecuencia se crearon ver-siones más pequeñas y más simples. En la actualidad esto se refleja en la jerarquía esta-blecida en el estándar ANSI previamente descrita. Los sistemas en los campos de los


subconjuntos más simples, comúnmente se dedican al trabajo en ciertas familias de máquinas herramientas y pueden procesarse en computadoras pequeñas y de tamaño moderado. Entre estos sistemas se encuentran el ADAPT y el AUTOSPOT muy cono-cidos y de amplio uso. Están disponibles en el comercio varios sistemas patentados con bases APT. Entre estos destacan el COMPACT, SPLIT UCC, APTO y el UNIAPT. Por supuesto la familia APT no es la única; se calcula que hay un total de más de 60 lengua-jes de programación para partes de todas clases. Se han escrito más de 75 post procesadores para adaptar los programas APT a diferentes máquinas NC. Otros programas de programación En contraste con los otros programas donde deben especificarse las trayectorias de herramienta, hay programas que acepta una descripción de una forma que se va a ma-quinar y automáticamente genera todas las trayectorias de la herramienta para hacer el trabajo con más eficiencia. El lenguaje es inglés abreviado con anotaciones simbólicas y flexibilidad considerable. Los programas en esta clase son más bien largos y lógicamen-te complejos y pueden procesarse solo en las computadoras más grandes. Este tipo de programas reconoce y realiza los cálculos para cualquier superficie que puede expresarse por una ecuación en la geometría analítica de tres dimensiones. Las superficies comunes pueden describirse en un número de formas y pueden dividirse en partes para conveniencia. Además, el programa proporciona una superficie fileteada para obtener una transición suave entre dos superficies analíticas que se interceptan. Sistemas Gráficos Con el advenimiento de los sistemas gráficos en la década de los 90 (windows) aunado con el desarrollo de la PC se han desarrollado una serie de programas (SMART CAM, AUTO CAM; etc. )que permiten gráficamente definir las superficies a mecanizar y de allí trazar las trayectoria de las herramientas, determinando el sistema la codificación correspondiente. La trayectoria de la herramienta se genera automáticamente en una perspectiva tridi-mensional simula para proporcionar una verificación visual del programa creado. La programación puede hacerse para operaciones de torneado, fresado 2 D, punzando y fresado 3D. Un sistema de gráficas en computadora se ofrece por menos de $6,000. SELECCION DEL METODO DE PROGRAMACION La primera elección debe hacerse entre la programación manual y la programación ayu-dada por computadora. Personas conocedoras aconsejan que un taller que inicia el uso del NC debe principiar con la programación manual por lo menos tres a seis meses ante-s. Así se adquiere experiencia en la manipulación del sistema NC en el periodo inicial de aprendizaje y la oportunidad de encontrar los costos reales de la programación ma-nual en el taller. Un estudio hecho por expertos mostró un perfil de la programación manual hasta de cuatro cintas en un mes. El tiempo promedio de preparación no excedió 15 minutos por bloque y no más de un promedio de 2 horas de tiempo en eliminar los errores en programa. La programación ayudada por computadora se justifica, por supuesto, cuando su costo es más bajo en comparación con los métodos manuales. Los costos verdaderos de la


programación ayudada por computadora pueden no ser fáciles de encontrar en una plan-ta sin experiencia previa; los costos de otras plantas o calculados por los vendedores de sistemas Pueden no ser aplicables. Los factores a considerar cuando se selecciona un sistema particular de lenguaje son (1) la habilidad del lenguaje para manipular partes tan complejas como sea necesario (ahora y en el futuro) sin ser demasiado elaborados; (2) la posibilidad de depender del proveedor del sistema; (3) requerimientos de equipo, inclu-yendo la computadora, terminales, equipo periférico, etc.; (4) disponibilidad y costo del entrenamiento del programador; (5) disponibilidad de apoyo y asistencia técnica; (6) costos unitarios reales de programación. La orientación para evaluar los sistemas de lenguaje NC está dada en dos estudios en los que se comparan las capacidades y los costos de los lenguajes NC de uso común y se explica cómo se hicieron dichas comparaciones. El primero es Numerical Control Len-guage Evaluation, marzo de 1984, y cubre siete lenguajes de programación para opera-ciones de perforado, fresado y roscado. Los lenguajes se ensayaron en diez muestras de piezas de diferente complejidad y todos fueron incapaces de programar todas las piezas. El APT fue capaz de manipular todas las diez partes de prueba, pero su costo de pro-gramación fue más alto con las partes más simples. En el segundo estudio, Numerical Control Lathe Language Study, noviembre de 1979, se comparan 15 lenguajes para tor-neado, según se aplicaron a diez partes. Aquí el ATP se comportó bien para partes com-pletas, pero los lenguajes diferentes del APT fueron más eficientes en las partes más simples. Una conclusión definida fue que "no hay un lenguaje o sistema que sea supe-rior a todos los demás en todas las situaciones". RECOMENDACIÓN FINAL Lo expuesto sobre CNC solo debe verse como una introducción al tema. Quedarían por desarrollar:

• programación incremental versus absoluta • definición de origen de coordenadas • Posicionamiento de la pieza – herramienta • Correctores de herramienta. • etc

Los temas enumerados se complementaran en el Laboratorio de Control Numérico de FRA en las practicas de programación donde se podrá adquirir las habilidades y destre-zas que este tema teórico- practico requiere. Estas practicas son fundamentales para iniciarse realmente en este tipo de máquina

Capitulo 11 1 de 47

11. FUERZAS DE CORTE Y POTENCIA EN LOS PROCESOS BASICOS

11.1 TORNEADO Fuerzas de corte El torneado es una operación en parte ya vista en nuestra guía de estudio cuando tratamos la Fuerza de corte según O Kienzle La fuerza principal de corte resultante (Fig. 11.1) es:

Esta fuerza de corte principal F, puede descomponerse en tres componentes básicas:

1. La fuerza tangencial de corte (FT)

2. La fuerza axial de corte (FA)

3. La fuerza radial (FR) perpendicular a la pieza

222RAT FFFF ++=

Fig. 11.1

Capitulo 11 2 de 47

De estas tres componentes la fuerza de mayor importancia es FT llamada fuerza tangencial que podemos calcular su intensidad aplicando en primeras tentativas los siguientes cálculos: A. Aproximado

Haciendo:

kssaFT ⋅⋅=

Raks σ 5 3=

Capitulo 11 3 de 47

B. Aplicando a O. Kienzle

C. Aplicando valores promedios de las tablas de Kienzle

Los términos de estas fórmulas son:

FT = Fuerza tangencial medida en Kgr. o N esta fuerza es generalmente la de

mayor intensidad de las tres componentes y su importancia se debe porque

define generalmente la potencia de torneado

a = profundidad de corte [mm]

s = avance por vuelta [mm/rev]

h = espesor de la sección de la viruta [mm]

b = largo de la sección de la viruta [mm]

1-ε = exponente de la expresión de Kienzle cuyos valores son obtenidos de

tablas

ks = Resistencia específica de corte del material a mecanizar [kgr/mm2]

ks1.1 = Resistencia específica de corte en [kgr/mm2] para a x s = 1 mm2 χ = 90 °

σR = resistencia a la rotura del material a mecanizar [kgr/mm2]

χ = ángulo de posición de la herramienta Las otras dos componentes restantes ya mencionadas son:

FA = fuerza axial o de avance dirigida paralelamente al eje de la pieza, en Kg.

o N

FR = fuerza radial, en kgr o N, es perpendicular al eje de la pieza.

La relación que existe entre las tres componentes es:

FT : FA : FR = 4 : 2 : 1

1.11 kshbFT ⋅⋅= −ε

RT hbF σ⋅⋅⋅= 8.02.3

Capitulo 11 4 de 47

Esta relación se cumple aproximadamente en condiciones de maquinado donde:

a ≅ 4 s

La influencia de estas relaciones pueden verse en las figuras 11.3, 11.4, 11.5 y 11.6

Fig 11.3

Fig. 11.4

Capitulo 11 5 de 47

Fig. 11.6

Capitulo 11 6 de 47

Fig. 11.5

Capitulo 11 7 de 47

La geometría de la herramienta tiene un efecto considerable sobres las fuerzas cortantes. El efecto más pronunciado se debe a las variaciones en el ángulo de corte o desprendimiento, el ángulo de posición y también la velocidad de corte. Los cálculos de las fuerzas de corte parte del supuesto de una herramienta bien afilada. Se recomienda que por cada 0,1 mm de ancho de la faja de desgaste en la cara de incidencia VB hay que aumentar la fuerza en un 4 %. Conclusión: Hallar el valor real de la fuerza de corte depende de varios factores no siempre constatables, principalmente de la resistencia específica de corte (Ks) actualizada y de la geometría de la herramienta seleccionada.- Los fabricantes de Herramientas dan por eso preferencia al cálculo de la potencia de torneado donde pueden incluir todos los parámetros intervinientes. Potencia de Torneado: La fuerza de corte FT y la de avance FA requiere una potencia útil mientras que la fuerza de reacción solo participa en la potencia de perdida. La potencia de avance generalmente es una parte tan pequeña de potencia útil, que puede despreciarse en los cálculos aproximados:

Donde:

FT = Fuerza tangencial de corte, [Kg ]. v = Velocidad periférica [ m/min ] η = grado de rendimiento de la máquina supuesto en 0.7

Cálculo según los fabricantes de herramientas de corte La importancia de recurrir a la información y publicaciones de los fabricantes de herramientas se fundamenta que hoy por hoy son los que poseen datos actualizados de los materiales (Ks) y por supuesto de la geometría de las herramientas. Los fabricantes como ya se indica le dan prioridad a la determinación de la potencia. Por lo tanto incorporamos lo recopilado sobre el tema. En este caso SANDVIK

[ ]CV 6075 η⋅⋅

⋅=

vFN T

CV

CVKW NN ⋅= 736.0

Capitulo 11 8 de 47

Capitulo 11 9 de 47





11.2 AGUJEREADO Si llamamos d al diámetro de la mecha y a al avance por vuelta, cada uno de los bordes cortantes cortará una viruta de sección:

Como reacción al corte se produce una fuerza de valor R, que siguiendo el criterio expuesto anteriormente para el caso de herramientas que trabajan cortando viruta, podernos calcularla mediante la relación:

como hemos hecho referencia. K2 es, particularmente en este caso Con esta notación, la llamada resistencia unitaria de corte para el taladrado, expresada en kg/ rnm2.

)(mm 22

2daq ⋅=

2KqR ⋅=

Fig. 11.7


La fuerza axial de penetración, o fuerza de corte, es la componente vertical de R siendo su valor:

donde reemplazando el valor de R resulta:

de donde:

Adoptando para α uno de los valores corrientes, por ejemplo α = 120°, resulta:

obteniendo en definitiva como valor de la fuerza de corte:

P = 0,433 d. a. K2 Para la determinación del valor de a K2 puede hacerse uso del gráfico fig. 11.8 En dicho gráfico la abscisa representa los avances a de la mecha o broca y la ordenada, los valores de la variable a K2 en kg/mm. Conocido el avance con que opera la herramienta y el material a trabajar, se puede fácilmente deducir el valor de a K2 y calcular P.

2sen

2α

⋅= RP

2sen

2 2α

⋅⋅= KqP

2sen

222 2α

⋅⋅⋅= KdaP

22

sen2

α⋅

⋅⋅=d

KaP

866.02

seny 602

=°=αα


Fig 11.8

DETERMINACION DEL MOMENTO DE ROTACION EN EL TRABAJO DE TALADRADO. El movimiento principal, en el caso del taladrado, es el de rotación de la mecha o broca, debiendo ser ejecutado por el mecanismo correspondiente. Si nos remitimos a la fig. 11.7, vemos que el momento de rotación que debe ejecutar dicho mecanismo principal, venciendo las resistencias opuestas, asume el valor siguiente:

En la que K representa el valor de la expresión:

K= q K1 donde: K1 representa la componente horizontal de la resistencia al corte. Reemplazando el valor de sección de viruta resulta:

42 dKM r ⋅⋅=


Por lo tanto la expresión del momento de rotación a imprimir a la mecha resulta:

Con respecto al factor a K1, debemos indicar que como en el caso considerado de a K2 puede determinarse gráficamente mediante el gráfico fig.11.9 En dicho diagrama las abscisas representan los avances de la herramienta en mm por vuelta y la ordenada los valores a K1 en kg/mm.

122KdaK ⋅⋅=

4222 1

⋅⋅⋅⋅⋅⋅

=dKda

M r

[ ]Kgmm 8 1

2

KadM r ⋅⋅=

Fig. 11.9


CALCULO DE LA POTENCIA ABSORBIDA EN EL TRABAJO DE TALADRADO Como se determinó precedentemente, la expresión del momento de rotación a imprimir a la mecha está dada por la relación:

Por otra parte, podemos expresar también el momento de rotación en la forma siguiente:

Mr. = P . r = 716200 N/n kg mm donde:

P = Fuerza, en kg

r = Radio, en mm

N = Potencia, en CV

n = Velocidad de rotación de la herramienta

Si de la expresión indicada despejamos N, resulta:

El valor de la potencia así calculada, expresa solamente las exigencias de la fuerza de corte, y ya que inevitablemente intervienen diversos mecanismos hasta lograr disponer de la potencia necesaria en el lugar preciso, habrá que tener en cuenta un determinado rendimiento mecánico, que en definitiva nos permitirá calcular la verdadera potencia a suministrar a la máquina herramienta. Adjudicando al rendimiento mecánico un valor ajustado a la realidad, tal como η = 0,75, tendríamos como expresión de la potencia del motor de accionamiento, la siguiente:

La limitación de este método clásico es que no tiene en cuenta el filo transversal de la broca, lo que llevo a desarrollar el método de Oxford y Shaw.

mm Kg 8 1

2

KadM r ⋅=

[ ]CV 716200

nMN r ⋅

=

75.0NN m =


FUERZA AXIAL Y MOMENTO TORSOR EN EL AGUJEREADO Y PENETRADO POR EL METODO DE SHAW Y OXFORD. En 1955 fueron desarrolladas experimental y analíticamente por M. C. Shaw y 0. J. Oxford las siguientes formulas. BROCAS Y HERRAMIENTAS DE DOS CORTES

Para el cálculo de esfuerzos en una broca se tienes

Donde T = fuerza axial en libras M = momento torsor en pulgadas libras K = resistencia específica del material a mecanizar (tabla 11.1) d = diámetro de la broca en pulgadas f = avance por revolución en pulgadas c = longitud del filo transversal en pulgadas, este valor se puede tomar aproximadamente igual a 1,5 veces el espesor del núcleo de la broca para un afilado normal.

Material

Resistencia de corte del material (tabla 11.1)


Las fórmulas de Shaw y Oxford, dan valores acordes con la realidad siempre y cuando se adopten los elementos de cálculo c y d correctamente. En la figura 11.10 se da referencias para su elección cuando se tienen brocas de centrar como muestra la figura 11.10-B. Los valores obtenidos de las fórmulas (1) y (2) deben ser multiplicados por 1,25 para compensar el mayor grado de dificultad de mecanizado. Si la punta de la broca está afilada con aguzado o adelgazamiento del núcleo esto reduce la fuerza axial T. Por lo tanto se recomienda usar para el cálculo de T las relaciones de c/d = 0,3 -

PENETRADORES BROCAS DE 3 O 4 CORTES, ETC. Para calcular los esfuerzos en penetradores, brocas de 3 ó 4 cortes etc. Herramientas éstas que se usan para agrandar agujeros existentes (Ver fig.11.11) los efectos del filo transversal pueden ser eliminados. Por otra parte en este tipo de herramientas se tiene varios filos cortantes o estrías cuyo número afecta al avance por diente.

Fig. 11.10


Se ha observado que es más eficiente remover metal en la forma de virutas gruesas que delgadas de manera que las herramientas con un gran número de estrías requerirán proporcionalmente más esfuerzo de corte debido a las virutas más delgadas. La incidencia en los esfuerzos del número de cortes o estrías es corregido en el cálculo por un factor R (ver tabla 11.2). Luego teniendo en cuenta éstos detalles expuestos se tienen las siguientes fórmulas:

Fig. 11.11


Donde: T = Fuerza axial en libras

M = Momento torsor en pulg. libras

K = Resistencia específica del material a mecanizar (tabla 11.1)

f = Avance por revolución en pulg.

d = Diámetro de la herramienta en pulg.

d1 = diámetro del agujero que se ha de agrandar

R = Factor que depende del número de filos cortantes o estrías (Tabla 11.2).

ESCARIADORES El presente estudio no indica el uso de estas fórmulas para el escariado. Las fórmulas (3) Y (4) pueden ser usadas para una primera aproximación pero es deben tomar éstos valores con cautela. Esto es porque los escariadores cortan con muy poco sobre material y esto genera un rozamiento considerable entre pieza y las fajas guías de las estrías aumentando el momento torsor. Si se llegan a usar éstas fórmulas para alesadores se debe aumentar los valores resultantes del momento torsor

Numero de Cortes

Factor de corrección en función del numero de cortes para calculo de momento y fuerza (tabla 11.2)


ESTADO DEL HERRAMENTAL Todas estas fórmulas son basadas en el uso de herramientas con correctos ángulos de corte buen estado de filos y fácil extracción de las virutas. La fuerza axial y el momento torsor requerido para una operación en las condiciones siempre aumentará a medida que la herramienta pierda sus condiciones de corte y llegan a embotar sus filos. Se estima un incremento de T y M de 20% a 50%- Normalmente se puede adoptar un aumento del 30% por lo tanto los valores calculados con las fórmulas (l); (2); (3) Y (4) deben ser multiplicados Por 1,3. Como mínimo si deben ser usados para seleccionar o diseñar equipos. En el caso de valores más conservativos se puede tomar 1,5. INFLUENCIA DE LOS LIQUIDOS PARA MAQUINADOS Los líquidos refrigerantes en base al agua tienen un pequeño efecto sobró el momento torsor y la fuerza axial luego no se modifican los valores de T y M Pero en el caso de líquidos lubricantes en base a aceites minerales frecuentemente reducen el momento torsor en un 15%. CÁLCULO SEGÚN LOS FABRICANTES DE HERRAMIENTAS DE CORTE Como ya se hizo en los párrafos anteriores de torneado se destaca la importancia de recurrir a la información y publicaciones de los fabricantes de herramientas se fundamenta que hoy por hoy son los que poseen datos actualizados de los materiales (Ks) y por supuesto de la geometría de las herramientas. Los fabricantes como ya se indica le dan prioridad a la determinación de la potencia. Por lo tanto incorporamos lo recopilado sobre el tema. En este caso HERTEL








11.3 FRESADO FUERZAS EN EL FRESADO Hay fundamentalmente dos formas tradicionales de fresado, el periférico (en oposición y en concordancia con el avance) y el fresado frontal o refrentado Fresado periférico (fig. 11.15)

Avance en oposición (fig. 11.16)

La fuerzas principales sobre un diente son la fuerza tangencial FT que con la fuerza radial FR dan origen a la resultante FC. Descomponiendo ésta según dos ejes coordenados se obtienen las componentes principales. La fuerza Fh opuesta a la dirección del avance y la fuerza Fv normal a la anterior y que tiende a levantar la pieza de su base de apoyo. La viruta parte de un valor nulo hasta lograr el máximo espesor

Fig. 11.15

Fig. 11.16


Avance en concordancia (fig. 11.17)

Las fuerzas sobre un diente es similar al análisis realizado en avance en oposición. El valor de Fv resulta ahora mayor, y favorece la fijación de la pieza a causa de su dirección. En cuanto a la Fh ésta en concordancia con el avance de la pieza. Comparación de los dos sistemas de avance

En oposición Los sentidos de corte y, de avance son opuestos. Los esfuerzos de corte y de avance están en direcciones opuestas. La fresa expulsa la pieza. La fuerza FV tiende a levantar la pieza. El diente resbala antes de iniciar la viruta. La fresa se desgasta mucho. La superficie obtenida es rugosa, ondulada y sin pulimentar. El ángulo de desprendimiento es pequeño γ = 0° a 8°. La viruta sale arrancada. La fresadora experimenta grandes vibraciones.

En concordancia Los sentidos de corte y de avance son iguales. Los esfuerzos de corte y de avance están en la misma dirección. La fresa atrae la pieza. La fuerza FV tiende a clavar la pieza. El diente entra de golpe en el material, sin resbalar. El desgaste es mucho menor. La superficie obtenida es lisa, plana y pulimentada. El ángulo de desprendimiento es mayor: γ = l0° a 18°. La viruta sale cortada. No se producen vibraciones apreciables

Fig. 11.17


Refrentado o fresado frontal (fig 11.18 y fig. 11.19) Las fuerzas principales sobre un diente son la fuerza tangenciales Ft que con la fuerza radial Fr dan la resultante Fc. Descomponiendo ésta según dos ejes coordenados se obtienen las componentes principales A opuesta al avance y su normal N. En el fresado frontal el avance no presenta tanta complicación. Participa a la vez de los dos sistemas descriptos. Este procedimiento nos da mejor calidad y terminación superficial.

Fig. 11.18

Fig. 11.19


Avance por diente Se calcula mediante la siguiente fórmula:

En el cual: S’ = avance total de la mesa [ mm/min ] n = número de vueltas por minuto que rota la herramienta z = número de dientes de la fresa SZ= avance por diente [ mm ] Sección de virutas debido a los dos sistemas de fresado se tiene distintos forma de viruta: FRESADO PERIFÉRICO (fig. 11.20 y fig. 11.21)

(6) '

znSS Z ⋅

=

Fig. 11.20

Fig. 11.21


La sección máxima de la viruta arrancada por diente (qp) en mm2 depende del espesor máximo de viruta (h) y del ancho de fresado (b) en mm. Suponiendo una fresa de dientes rectos. Tenemos:

El espesor máximo de viruta h se halla deducido del triángulo de la figura 11.21 Para definir ϕ se parte de la figura

Luego:

que introducida en la propuesta para la sección de viruta da:

donde a parte de los términos ya definidos tenemos: El diámetro de la fresa (D) en mm. y la profundidad de pasada (a) en mm.

[ ]2mm hbq p ⋅=

2

22sen

22

D

aDD⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛

=ϕ

( )aDaD

−⋅⋅=2senϕ

( )aDaD

sh Z −⋅⋅=2

( ) [ ]2mm 2 aDaD

sbq Zp −⋅⋅⋅=


FRESADO FRONTAL (fig 11.22) Se puede suponer que el valor del espesor máximo de la viruta h es aproximadamente igual al avance por diente sZ y tomamos la profundidad de pasada a tenemos como sección máxima de viruta para este fresado frontal.

[ ]2mm asq ZF =

Fig. 11.22 a

Fig. 11.22 b


RESISTENCIA ESPECÍFICA DE CORTE KS Para determinar la resistencia específica de corte en Kgr/mm2 de cada material debe conocerse el espesor h de la viruta como este valor es variable por la forma de coma que tiene la viruta en el fresado periférico. (No es el caso del fresado frontal donde la sección de la viruta tiene un grosor sensiblemente uniforme). Se debe de conocer el espesor medio de la viruta (hM). Por lo tanto, según la figura 11.21 tenemos:

en la cual sZ es el avance por diente y ϕ/2, la mitad del arco de corte. Por trigonometría se tiene:

y como cos ϕ vale:

Sustituyendo este último valor en la fórmula anterior, se tiene:

Por último tenemos la conocida expresión de Schlesinger:

2sen ϕ

⋅= ZM sh

2cos1

2sen ϕϕ −

=

Da

D

aD⋅

−=−

=21

2

2cosϕ

DaD

a

=−−

=2

)21(1

2sen ϕ

Dash ZM ⋅=


Con este valor del espesor medio de la viruta se puede entrar en el gráfico figura 11.23 y obtener el KS del material a mecanizar. Para el refrenteado normalmente se determinado el valor de KS comparando la operación con un torneado de corte interrumpido.

FUERZA DE CORTE POR DIENTE es el producto de KS (Kg/ mm2) por la sección máxima de viruta según el caso: Fresado Periférico

)('2 aDaDZnbSKF sP −⋅

⋅⋅⋅⋅

⋅=

Fig. 11.23


Fresado frontal

Donde: Fp = fuerza de corte por diente en el fresado periférico, Kg. Ff = fuerza de corte por diente en el fresado frontal, Kg. S’ = avance total de la mesa, mm/min a = profundidad de corte, mm D = Diámetro de fresa, mm Z = Número de dientes de la fresa. n = número de revoluciones por minuto que gira la herramienta, R.P.M. NÚMERO DE DIENTES EN CORTE El número de dientes en corte y el tipo de fresa hace relativo el resultado del cálculo de las fuerzas totales desarrolladas en el fresado. La magnitud de estas fuerzas depende fundamentalmente de la geometría de los dientes y la resistencia específica de corte del material a mecanizar. Esto también está influenciado con las condiciones de corte Los filos de la fresa describen superficies cicloidales en relación con la pieza (Fig. 11.24). El espesor de la sección transversal del material quitado por cada diente varía durante el corte (Fig. 11.25), teniendo la forma de una coma. (Importante: esta coma no es el área de la sección resistente al corte, sino la forma en que va cambiando la viruta durante el corte.) Cuando se utiliza una fresa con dentado helicoidal, el espesor de viruta varía también a lo largo de cada filo (Fig. 11.26). Aunque el ancho de corte señalado como b (Fig. 11.27) para cada diente de una fresa de dientes rectos es constante, con la fresa de dientes helicoidales varía, al menos durante parte del corte (ver Fig. 11.26). En ciertas condiciones, sin embargo. el ancho total de corte (esto es, la suma de anchos de corte de todos los dientes que cortan simultáneamente) permanece constante. Depende de las condiciones de corte (profundidad de corte avance por diente, etc.) si cada diente termina su acción antes de que el siguiente comience a trabajar, o sí la sección de varios dientes se solapan en mayor o menor cantidad y a su vez determinan las variaciones periódicas de la sección real de viruta y de la resistencia de corte.

znaSKF sf ⋅⋅

='


Fig. 11.24

Fig. 11.25


Como ejemplo presentamos dos casos; en la figura 11.28 tenemos un fresado periférico con dientes rectos y en la figura 11.29 representamos la variación de la fuerza en un fresado frontal

Fig. 11.26

Fig, 11.27

Fig. 11.28


POTENCIA (fig. 11.30)

Fig. 11.29

Fig. 11.30


Atentos a las limitaciones indicadas anteriormente el calculo de potencia que se encuentra en la bibliografía clasica (Hütte, Dübbel, etc.) tiene como premisa que hay un solo diente recto en contacto con la pieza la fórmula es:

Donde: a = profundidad de corte, en mm. b = ancho del fresado, en mm. KS = Resistencia específica de corte, en Kgr./mm2 (obtenida de figura 11.23) S’ = avance total, en mm/min η = rendimiento de la máquina 0.6 a 0.8 POTENCIA APROXIMADA

En muchos casos es necesario efectuar un cálculo rápido y aproximado de la potencia. Este se basa en el volumen específico de viruta v’ en

Este término representa la viruta producida v, en cm3 en un minuto por cada Kw de potencia

La potencia será:

[ ]

[ ]KW 736.0

CV 60751000

'

CV

S

NN

SKbaN

⋅=⋅⋅⋅

⋅⋅⋅=

η

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⋅ minKw

cm3

[ ]3cm 1000

'Sbav ⋅⋅=

'VVN ≈


Los valores de V’ con filos de fresas de metal duro, debido al menor ángulo de corte, a la mayor velocidad de corte y al poco avance por diente, serán más pequeños.

Material V’ Fundición gris GG 26 hasta 250 HB 22.....28 Fundición gris dura con mas de 250 HB 15.....20 Fundición cementada GT 38 12.....16 Acero fundido GS 45 11.....13

Acero ≅ 60 kg/mm2 12.....15

Acero ≅ 90 kg/mm2 9.....11

Acero ≅ 110 kg/mm2 8.....10

Acero ≅ 150 kg/mm2 5.....7 Bronce de maquina Rg. 8, latón Ms 58 30.......43 Cobre 25......30 Bronce GBz 14 18......22 Aluminio DIN 1712 50......70 Duraluminio DIN 1713 45......65 CÁLCULO SEGÚN LOS FABRICANTES DE HERRAMIENTAS DE CORTE

Como ya se hizo en los párrafos anteriores de torneado y de agujererado se destaca la importancia de recurrir a la información y publicaciones de los fabricantes de herramientas se fundamenta que hoy por hoy son los que poseen datos actualizados de los materiales (Ks) y por supuesto de la geometría de las herramientas. Los fabricantes como ya se indica le dan prioridad a la determinación de la potencia. Por lo tanto incorporamos lo recopilado sobre el tema. En este caso SANDVIK






11.4 LIMADO, MORTAJADO Y CEPILLADO El limado y mortajado se debe asimilar al calculo de torneado y en algunos casos, principalmente el mortajado con el corte ortogonal. El cepillado es un mecanizado que dejó de hacerse con herramienta monocorte. Actualmente sobre el puente principal del cepillo se instala un cabezal fresador y las superficies se mecanizan por fresado frontal. Por lo tanto el cálculo de las fuerzas y potencias de corte se realizan por fresado. Solo hay que tener en cuenta en el cálculo de las fuerzas de avance para las grandes piezas la suma de las fuerzas que se generan por rozamiento proveniente del peso de la mesa y pieza. 11.5 RECTIFICADO Y BROCHADO Estos cálculos serán desarrollados cuando en la guía de estudio se trata estos temas.


12.4 BROCHADO Generalidades Para brochar la herramienta animada de un movimiento rectilíneo, actuando a través de un orificio de la pieza en el brochado interior (fig. 12.16) y a lo largo de la superficie periférica en el brochado exterior (fig.12.17). Como la herramienta de brochar está for-mada por una serie de dientes dispuestos, unos a continuación de los otros cuyo diáme-tro o altura crece progresivamente, se prescinde en estas máquinas del movimiento de avance de la pieza.

La clasificación de las máquinas brochadoras está basada en las características opera-cionales tal como de simple o doble cabezal, tracción hacia abajo o hacia arriba, com-presión hacia abajo o hacia arriba, rotatoria, continua, pot, y de estrías. Un esquema representativo de la clasificación de las máquinas brochadoras de acuerdo al tipo de accionamiento, dirección de la carrera de corte y sus características operacionales las tenemos en la figura 12.18

Fig. 12.16

Fig. 12.17


Figura 12.18 PIEZAS TÍPICAS BROCHADAS La figura 12.18 nos muestra la posibilidad de brochar agujeros, con prácticamente to-das las formas. Las piezas que podemos considerar típicas de brochado comprenden engranajes, tanto interiores como exteriores, palancas inversoras de transmisiones dentadas, bloques de motores, bielas, palancas para mecanismos de dirección, bisagras, árboles y ejes para vehículos y máquinas rodamientos, cañones para armas de fuego ligeras y pesadas, me-canismos de cierre para recámaras, armazones para pistolas, barras de reenvío de direc-ción, cuerpos de bomba y otros componentes, levas y muchas otras piezas de gran va-riedad. Las figuras 12.19 nos muestran dos característicos ejemplos de brochados exte-rior e interior, respectivamente. El brochado permite la mecanización económica de ranurados interiores, en particular los helicoidales y con perfil evolvente.

Maquinas Brochadoras

Hidráulica Electromecánica

Horizontal Vertical

Externa Externa Interna Interna Combinada Combinada

Simple cabezal

Doble Cabezal

Tracción Arriba

Compre-sión

Tracción abajo

Simple cabezal

Doble cabezal

Empuje abajo Tracción ib

Prensa Portatil Rotativa Otras

Continua

Estría ciega

Empuje Arriba


Sin embargo, el brochado no constituye tan sólo una opción económica para el mecani-zado de agujeros de formas irregulares, en especial si son de longitud considerable. El brochado se emplea casi exclusivamente para esta clase de agujeros irregulares, con estriado recto o helicoidal, agujeros cuadrados, así como para corregir las deformacio-nes de temple en los asientos de engranajes templados. El brochado de interiores, tanto de formas irregulares como de otras clases, puede efec-tuarse partiendo de agujeros obtenidos por fundición, forja, troquelado o mecanizados por los diferentes sistemas clásicos. En la actualidad, el brochado de exteriores se emplea casi más extensamente que el de interiores, aplicándose para gran variedad de piezas (fig. 12.20). En la industria del au-

Fig. 12.19


tomóvil se mecaniza el bloque del motor, cualquiera que sea su tamaño, con una sola pasada de brocha gigante. Perfiles irregulares, como son los de levas, palancas, contra-pesos, cte., se obtienen ya normalmente mediante el brochado. Algunas clases de meca-nizado, tales como por ejemplo, para practicar en las turbinas, las hileras de ranuras con formas de cola de milano que sirven de alojamiento a los alabes y que difícilmente pue-den ejecutarse por otro método que no sea el de brochado.

Teniendo en cuenta que en una brocha correctamente proyectada, cada uno de los dien-tes efectúa un corte limitado, se conserva una temperatura constante durante el corte, y rara vez se presentan problemas como consecuencia del sobrecalentamiento de la pieza que se brocha. El brochado permite conseguir un excelente acabado, tanto que normalmente no se re-quiere ninguna operación posterior. Cuando se considera conveniente, la brocha puede ejercer una acción de bruñido, conformando convenientemente la zona final de calibra-do. Por lo general, se realiza un gran arranque de material, es decir, toda la operación de mecanizado en una sola pasada de la herramienta. Hay que distinguir entre:

a) el brochado interior cuando se parte de un taladro previo, b) el brochado exterior, cuando se mecanizan perfiles exteriores.

El movimiento de corte es rectilíneo y, como excepción, helicoidal cuando se brochan ranuras de este tipo. No se precisa en el brochado ningún movimiento de avance, como

Fig. 12.20


ya se indicó, ya que el arranque progresivo de material viene dado por el escalonamien-to en la dimensión de las aristas de corte o dientes. El espesor de viruta arrancada por cada diente de la brocha puede oscilar entre 0,01 y 0,15 mm, según el material que se trabaja, la rigidez de la brocha y la exactitud requerida. En el brochado exterior pueden lograrse, generalmente, unos espesores de viruta mayores que en el brochado interior. La sección transversal de la viruta es preciso acomodarla a la fuerza de tracción dispo-nible y al máximo recorrido que permita la máquina brochadora. En un solo movimiento de la brocha puede conseguirse, como máximo, según enseña la experiencia, una pro-fundidad total de corte en el material entre 5 hasta 12 mm, Cuando se requieren mayores profundidades de corte, el brochado ha de realizarse en dos a más pasadas, empleándose en cada una de ellas una brocha distinta. En el brochado de aceros y fundiciones se tra-baja con una velocidad de corte de 1 a 6 m/mín (en aleaciones ligeras de hasta 10 m/min. ). Según recientes experiencias, por encima de una zona crítica, de aproximadamente unos 20 m/min. de velocidad de corte, vuelven a conseguirse condiciones favorables para el brochado. Pero el empleo de tales velocidades elevadas de corte presupone también una elevada potencia de la máquina y una herramienta muy robusta. Para el brochado se prestan mejor los materiales que no son demasiado blandos y que presentan una estruc-tura uniforme, como es el caso, por ejemplo, de los aceros bonificados o los que se ob-tienen por un adecuado tratamiento térmico En el caso de brochar piezas de fundición o de forja, es conveniente limpiarlas previamente para eliminar la capa dura producida por los respectivos métodos de fusión o forjado, especialmente en la zona de entrada de la herramienta. Muchas veces, lo que se hace es un brochado previo en tales piezas. En el brochado tiene una gran importancia el lubrificado de refrigeración, el cual tiene por misión:

a) eliminar el calor; b) disminuir el rozamiento y el desgaste de la brocha, c) impedir la formación de recrecidos en el filo por depósito de viruta, así como

la soldadura en frío de pequeñas partículas. Como consecuencia de las bajas velocidades de corte únicamente se consigue una ac-ción satisfactoria de lubrificado por medio de aceites minerales químicamente activos, es decir. por la formación de sales y jabones metálicos sobre las superficies de roza-miento. Con objeto de obtener un buen efecto de refrigeración, se recomienda frecuen-temente también el empleo de emulsiones. Por su forma de trabajo, el brochado presenta las siguientes características:

a) la consecución de tiempos de mecanizado bajos. como con secuencia del ele-vado rendimiento en el desprendimiento de viruta,

b) la posibilidad de obtener formas y perfiles complicados en una sola pasada; c) la consecución de elevadas calidades de acabado IT7 hasta IT8 y rugosidades

de 4 hasta 16 µm d) unas herramientas costosas, acomodadas a cada caso particular de brochado y

cuya rentabilidad, por consiguiente, sólo está garantizada, generalmente, en la fabricación en serie.


MAQUINAS BROCHADORAS

Características generales de construcción Las brochadoras pueden ser verticales y horizontales, según la forma de trabajar de la brocha. En general constan de una bancada, la mesa o plato portapiezas y el cabezal tractor o compresor, según que la brocha trabaje por tracción o compresión. El sistema hidráulico, cada vez más empleado, tiene como elemento de fuerza un cilin-dro hidráulico. Sus ventajas son las siguientes: Autoseguro contra sobrecargas. En caso de enganche de la brocha se produce la elimi-nación de la sobrepresión producida por el bloqueo de la brocha a través de la válvula de seguridad, lo que evita casi siempre la rotura de la herramienta. Regulación de la velocidad axial y de la fuerza máxima de la brocha, mediante el con-trol del flujo y la presión del aceite.

TIPOS DE CONSTRUCCIÓN DE LAS BROCHADORAS Máquinas horizontales para brochado interior. La fig. 12.21 muestra una de estas máquinas interiores de brochar, que trabaja horizontalmente. Tiene un aportador de la herramienta con accionamiento hidráulico. El operario tiene tan sólo que poner y quitar las piezas. Las brochadoras con fuerza de tracción inferior a 5000 Kg no suelen llevar este aportador. Para un número reducido de piezas es corriente la guía sencilla de la herramienta con trineo.

fig. 12.21


La figura 12.22 representa la colocación de la pieza en una brochadora horizontal. El extremo liso de la brocha que constituye el vástago, se introduce en el agujero del husi-llo o mandril de la maquina por medio de una chaveta, mientras la parte calibrada del vástago sirve de guía de la herramienta en el agujero de la pieza.

El mandril de la maquina que sujeta la brocha se mueve linealmente, obligando a la herramienta a pasar por el agujero practicado anteriormente en la pieza. La presión de-bida al arranque del material es soportada por la mesa que va solidaria de la bancada de la máquina. El mandril de tracción que mueve la brocha puede ser de accionamiento mecánico o hidráulico. Hemos dicho antes que el paso forzado de la herramienta a través del agujero de la pieza puede hacerse de dos modos: solicitando la brocha a trac-ción o a compresión. Se usa el primer sistema siempre que sea indispensable el empleo de brochas largas, (ver figura 12. 23 a) que arrancan, en consecuencia, mucho material. El segundo sistema, en cambio, es usado para las brochas muy cortas, (figura 12.23 b)

Fig. 12.22

Fig. 12.23 b Fig. 12.23 a


teniendo la operación el objeto de calibrar un agujero practicado anteriormente: las bro-chas largas se romperían rápidamente por la excesiva carga de punta (pandeo) que so-portarían durante el desarrollo de la operación Para terminar, diremos que también es posible realizar, con máquinas o utilajes especia-les, el brochado helicoidal: en este caso el mandril portabrochas, mientras se traslada axialmente, es dotado de un movimiento rotativo para generar espiras de paso constante; este movimiento combinado se obtiene por el atornillaniento de la parte roscada de la tuerca que se introduce en el casquillo de bronce que va solidario con el cuerpo de la maquina (Fig. 12.24).

Es evidente que la tuerca viene obligada a girar con el mandril central por las dos chave-tas que lleva el engranaje motor, que le permiten sin embargo, el desplazamiento axial. La rosca de la tuerca madre deberá ser igual a la de la brocha, cuyo dentado de corte se dispone según una hélice de paso constante. El avance y el giro de la brocha pueden también efectuarse mediante otros dispositivos. En cualquier tipo de brochadora mecá-nica el mandril se para automáticamente al final de cada carrera.

MECÁNICAS HORIZONTALES PARA INTERIORES El mandril es accionado por un casquillo roscado interiormente con rosca trapezoidal. El casquillo se hace girar por medio de un par tornillo sin fin - rueda helicoidal y por un sistema de ruedas dentadas contenidas en una caja; estas constituyen el cambio de velo-cidades. De esta forma pueden obtenerse varias velocidades de avance (y por tanto de corte) de la brocha, según la dureza del material y el diámetro del agujero. Existen máquinas que pueden desarrollar una fuerza de tracción de 6 a 40 t; los correspondientes mandriles portabrocha tienen una carrera de 900 a 1500 mm y una velocidad que puede variar de 1,5 a 4 m/min.: proporcionalmente a su potencia, estas máquinas pesan de 14 a 24 t. Las brochadoras mecánicas actualmente están perdiendo penetración en el mer-cado.

Fig. 12.24


MÁQUINAS VERTICALES PARA BROCHADO INTERIOR La fig.12.25 representa una máquina de este tipo con aportador hidráulico de la herra-mienta y carrera descendente de trabajo. Esta disposición es la que generalmente se pre-fiere.

Ventajas: Buena colocación de las piezas y fácil acceso del refrigerante. En la fig.12.26 se da el esquema de las conexiones hidráulicas de una brochadora interior vertical.

Fig. 12.25


La fig. 12.27 corresponde a una, brochadora interior vertical, que permite pasar a la vez tres herramientas adyacentes. Así puede conseguirse una producción triple de piezas por máquina, siempre que la fuerza de la máquina sea suficiente. Esta brochadora, si la resistencia al corte es muy grande, puede también trabajar con dos herramientas y con una sola.

Fíg.12.26 de una brochadora interior con accionamiento hidráulico(Semejante a la de la fig. 2): a ajuste de la carrera, b llave de cierre. c correderas circulares d válvula de resisten-cia (5 kg/cm2), e manómetros, V1 V2 V3 válvulas de seguridad; motor N = 8 kW; carrera máxima 1100 mm; fuerza máxima de tracción 8 t; rA hasta 14 m/min. VR == 20 m/min


MÁQUINAS VERTICALES PARA BROCHADO EXTERIOR

Fig.12.27

Fig. 12.28


La fig. 12.28 muestra una brochadora de este tipo con mesa de pieza, que es llevada hidráulicamente frente a la herramienta y enclavada, antes de comenzar la cartera de trabajo. Terminada ésta, la mesa de pieza deja libre la herramienta para, su retroceso. En la fig. 12.29 y 12.30 se representa la misma brochadora de la fig. 12.28 pero con mesa revolver o dividida. Con esta máquina puede hacerse trabajo continuo. Se supri-men los tiempos muertos pues durante la carrera de trabajo se suelta la pieza ya brocha-da y se fija la próxima pieza para brochar. Todos los movimientos de la mesa revolver son distribuidos y enclavados por el movimiento principal del carro de tracción Las me-sas revolver giran por regla general. 180° ó 90°.

Fig. 12.29


MAQUINAS VERTICALES COMBINADAS PARA BROCHADO INTERIOR Y

EXTERIOR. En estas máquinas se practica el brochado interior con aportador de la herramienta; el exterior, por razones constructivas, sólo se efectúa con mesa de pieza fija. ELECCIÓN DE UNA BROCHADORA El brochado exterior suele practicarse, con máquina vertical. Para el brochado interior téngase presente:

Máquinas horizontales Ventajas: Las brochadoras horizontales permiten una aplicación mas sencilla del proce-dimiento brochar. No hay limitación en la practica en las dimensiones exteriores de las piezas. El brochado de sencillos chaveteros, de tubos y perfiles semejantes es muy fa-vorable en estas máquinas por el méto-do de división Los costes de compra no son altos, a causa de la construcción sencilla de estas máquinas Brochado exterior con aparatos adecua-dos Inconvenientes: Ocupan una superficie relativamente grande.

Maquinas Verticales Ventajas: Ocupan poco sitio con alta potencia total, por lo cual se emplean las brocha-doras verticales para el trabajo en cade-na y producción de gran número de pie-zas.

Inconvenientes: Limitación de las dimensiones exterio-res de las piezas, gran altura de cons-trucción de la máquina y costes de compra más elevados.

Fig. 12.30


SISTEMA DE ENGANCHE Y DESENGANCHE DE LA BROCHA. Nos referirnos al empleo de la máquina para el brochado interior a tracción. La brocha-dora ilustrada en las figuras presenta la característica muy interesante de poseer un dis-positivo que sujeta la brocha por uno y otro extremo sin la intervención del operario. El esquema ilustrado en la figura 12.31 enseña el funcionamiento en cuatro fases. En la primera fase (letra a) la brocha es sujetada en el alojamiento del carro superior; la pieza a brochar es apoyada sobre el plano de la mesa, dicha pieza también podrá, según los casos, sujetarse oportunamente según su forma. En la segunda fase (letra b) se hace descender el carro superior; el mango de la brocha se introduce en el agujero del dispositivo (que veremos mas adelante) solidario del ca-rrillo debajo de la mesa. Es evidente que la pinza del citado dispositivo se encuentra abierta para recibir, precisamente, el mango de la brocha. Para realizar la tercera fase (letra c) se maniobra la palanca de puesta en marcha. El carrillo baja, mientras la pinza, abandonando los puntales que determinaban la aper-tura, se cierra y tira la brocha hacía abajo; de esta manera se produce el brochado de la pieza por el paso forzado en el agujero. Al final de la carrera el carrillo se para. Después de haber retirado la pieza acabada, se desarrolla la cuarta fase (letra d), en la cual el carrillo es obligado a subir hasta determinar nuevamente el enganche del mango superior de la brocha con el carro del aparato elevador.

Fig. 12.31


Con la palanca D se sube de nuevo la herramienta hasta el tope; se coloca una nueva pieza y se repite la operación de brochado. Habrá podido observarse cómo el operario no ha tocado la brocha con las manos, a excepción de la primera vez para montarla en el carro superior. Las ventajas que ofrece este sistema son notables, va sea a los efectos del tiempo de producción como a los efectos de seguridad contra la rotura o deterioro de la brocha. En la figura 12.32 se ilustra el empleo de la brochadora en el caso de que se tuviese que hacer trabajar la brocha a compresión (letra a), o bien se tuviese que efectuar el brocha-do exterior (letra b), o el brochado de chaveteros (letra c). En el segundo caso (letra b) la brocha es colocada convenientemente sobre una placa fijada, a su vez, frente al carro móvil de la maquina.

En el tercer caso (letra c) la brocha para cavidades debe ir guiada en la apropiada aber-tura del casquillo portapieza fijado sobre la rnesa de la brochadora: en este caso el des-enganche de la herramienta puede efectuarse coincidiendo con el punto superior de final de carrera, desacoplando el obturador que sujeta la herramienta en su alojamiento semi-circular.

Fig. 12.32


Pinza para el enganche automático de la brocha. De las explicaciones anteriores liemos visto que en la parte inferior de la mesa hay una ménsula móvil, solidaria del carro, que lleva una pinza para enganchar y tirar de la bro-cha. Dicha pinza está dibujada en la figura 12.33. Se compone del cuerpo .4 atornillado en el asiento cilíndrico de la ménsula B solidaria del carrillo. La tuerca C determina la fijación que actúa también de disco para el apoyo del muelle D. El mismo cuerpo A esta agujereado axialmente para poder recibir por la parte superior el mango de la brocha. Radialmente, como puede verse en la sección transversal., se han practicado cuatro aberturas, las cuales sirven de asiento por los que pueden deslizarse los dados E. El funcionamiento se produce del siguiente modo durante a carrera de retorno hacia arriba de la ménsula B el manguito F se para antes al hacer tope con las columnas G, determinando, en el último trozo del recorrido, un deslizamiento del cuerpo A dentro del agujero del manguito F. De esta manera, según está dibujado, los cuatro dados E tienen la posibilidad de retroceder cuando la brocha, enganchada en el ínterin por el mango superior por el dispositivo unido al carro, debe salirse su mango inferior del agu-jero del cuerpo A (fig. 12.33). Una vez retirada la pieza a, como ya hemos dicho, se coloca una de nueva. Se hace descender nuevamente la brocha tomada por la parte supe-rior; el mango inferior se introduce en el agujero del cuerpo A hasta hacer tope con la clavija H; al mismo tiempo desciende el carrillo frontal y con éste la ménsula B. De este modo se expansiona el muelle D, mientras la parte saliente del cuerpo A, bajando, se desliza por el agujero del manguito F (todavía parado), obligando a los cuatro dados E a apretar hacia el centro de modo que sujeten la brocha por la garganta del mango y ejer-cer la acción de tiro. El mango superior se desengancha del carro para hacer posible el brochado de la nueva pieza a (fig. 12.33), que se completa con el descenso de la ménsu-la B (o bien al final de la carrera hacia abajo del carrillo). Se toma la pieza a y se repite de nuevo el ciclo. También, hay otros tipos de dispositivos de enganche de brochas como se muestra en la figura 12.34

Fig. 12.34


Fig.12.33 BRO- CHA-DORAS DE EX-TE- RIORES Estas máquinas también pueden ser construidas con una disposi-ción horizontal o vertical. Sir-ven para realizar un semiacabado o acabado de perfi-les exteriores. Este tipo de bro-chado, por reque-rir un tiempo de ejecu- ción muy breve, esta dis-putando el terreno a las fresadoras (que examina-remos más ade-lante). El procedi-miento de bro-chado exterior esta representa-do es- quemáti-camente en la figu-ra 12.35. En esta figura se observa la pieza a (cabeza de biela) fijada sobre el utilaje A solidario de la base B de la máquina. La serie de cuatro brochas C, C', D, D', iguales dos a dos, pero con los dientes de corte inclinados en sentidos opuestos, son fijadas al portabrochas E mediante varios tornillos. Dicho portabrocha, a su vez, va fija-do al carro F de la máquina.


Los dientes de la brocha, durante su carrera descendente del carro, arrancan progresi-vamente el material de espesor S, para producir los planos de unión de la tapa con los respectivos del cuerpo de la biela. Con el brochado exterior se pueden dentar, valiéndo-se de un divisor (montado delante de la brocha con los dientes del perfil apropiado), sectores o piñones en cuatro o cinco pasadas. El brochado exterior se emplea especial mente en la producción en serie, ya que con varías brochas compuestas se pueden realizar, en muy, poco tiempo, perfiles también compuestos. En realidad, el brochado exterior, mirado desde estos puntos de vista, pue-de considerarse como un fresado rectilíneo

Fig.12.35


MÁQUINA BROCHADORA HIDRÁULICA VERTICAL PARA EXTERIORES Sin el brochado exterior, es decir, el brochado de superficies, formas y contornos exte-riores, hoy en día ya no se concibe una fabricación económica. Mientras los trabajos del brochado exterior en cantidad reducida pueden efectuarse también en brochadoras para interiores, la plena rentabilidad del brochado exterior sólo se consigue en máquinas bro-chadoras verticales previstas para tales trabajos. Estas máquinas brochadoras verticales

(fig. 12.36 y 12.37) para el brochado exterior van equipadas con mesas desplazables y giratorias, o bien con mesas divididas, sobre las cuales se colocan dispositivos de fija-ción apropiados para poder mecanizar por dos o más costados. Esta disposición permite colocar las piezas en el lado del servicio de la máquina, mien-tras que en el lado de trabajo se realiza el proceso de brochado. De este modo se consi-gue el poder preparar la máquina para el brochado continuo automático, con lo que se alcanza un rendimiento elevado.

Fig 12.37

Fig. 12.36


La construcción muy sólida de la máquina, en la cual la mesa va unida muy rígidamente con el bastidor que absorbe con seguridad el esfuerzo y en la cual la herramienta trabajo con corte suave, por tracción garantiza gran exactitud en el trabajo con máxima dura-ción de las herramientas. BROCHAS PARA EXTERIORES Son reglas dentadas (fíg. 12.38A) que se fijan en unos bloques prismáticos, llamados portabrochas, formando combinaciones diversas según el procedimiento de ataque que se quiera seguir. Así, en la figura 12.38 B se puede ver una brocha simple apta para el ataque frontal; en la figura 12.38 C se observa una combinación de dos brochas inclina-das y una brocha frontal de calibrado; finalmente, la figura 12.38 D representa un mon-taje para brochado frontal y lateral con una brocha desbastadora para abrir paso, dos brochas para ataque lateral y una brocha frontal de calibrado. La fijación de las brochas se realiza con tornillos y cuñas, tal como se indica en la figura 12.39.

Fig. 12.39


Fig. 12.38

BROCHADORA HORIZONTAL EXTERIOR Este tipo de máquinas de brochadoras horizontales exteriores se emplean para altas pro-ducciones sus operaciones típicas se cuenta con el brochado de los asientos de cojinetes en block de cilindros. A continuación se podrá ver su aspecto en las fotos que incorporamos a continuación (fig. 12.40 y 12. 4l)

Fig. 12.40


Fig. 12.41

CARACTERÍSTICAS DE LOS DIENTES Para la determinación de las características del dentado de una brocha es preciso fijar con exactitud los siguientes elementos: perfil del diente; paso, incremento de altura del diente, longitud del cuerpo dentado, sección resistente de la brocha. (figuras 12.42 y 12.43)

Fig. 12.42


Fig. 12.43

Para el mecanizado de superficies semicirculares y planas se tiene brochas con plaquitas intercambiables El sistema de herramientas Sandvik Coromant para el brochado de fundición está pre-visto tanto para superficies planas como semicirculares, en semiacabado así como en desbaste. En ellas se utilizan plaquitas intercambiables de metal duro. Esto significa que el costoso rectificado es substituido por tan solo el giro de las plaquitas cuando los filos de corte están gastados. Cada plaquita, colocada en posición de corte se aprieta firmemente por medio de un tornillo. El cuerpo de la brocha está fabricado especialmente, de acuerdo con la máquina y es diseñado para proporcionar la forma y tolerancia que requiera la pieza.


El diseño de la parte de acabado de la brocha depende de las necesidades de acabado de la superficie a mecanizar y puede equiparse con plaquitas soldadas o intercambiables. (ver figuras 12.44 y 12.45)

Fig. 12.45 Fig. 12.46


MÁQUINA BROCHADORA CONTINUA Una máquina horizontal brochadora continua es diferente de las máquinas descritas an-tes debido a que los cortadores de brochado permanecen estacionarios mientras la pieza de trabajo se sostiene en dispositivos de fijación (en transportadores) que se obligan a pasar por los cortadores. Esto se ilustra en la figura 12.50. Las partes se cargan manual o automáticamente en un extremo y pueden descargarse a través de una caída en el otro extremo. El trabajo puede brocharse con tanta rapidez como pueda cargarse. Un tipo de máquina brochadora rotatoria continua es algo parecida a una fresadora rota-toria. Tiene una mesa redonda que gira lentamente llevando un grupo de dispositivos de fijación en un círculo. Las piezas de trabajo se cargan en los dispositivos de fijación y se transportan pasando por brochas estacionarias y pueden expulsarse en forma automática después.

Fig. 12.50


En la figura 12.51 siguiente se puede ver una máquina típica con la pieza fabricada

Fig. 12.51


BROCHADORAS ESPECIALES De importancia decisiva para la construcción de estas máquinas es la forma que ha de ser brochada y el número de piezas que se han de brochar. MAQUINA BROCHADORA “POT” Sólo circunstancialmente se emplea el brochado de perfiles sobre piezas cilíndricas en una sola pasada. En este caso se emplean las llamadas herramientas de tubo, que se forman a base de distintos anillos o segmentos de corte tomados en un tubo. Puesto que la rentabilidad del brochado, depende en primer lugar, del coste de la brocha por pieza brochada, es preciso (un cuidadoso mantenimiento y un concienzudo reafílado de la herramienta). Los grandes desperfectos o una prematura destrucción de la bocha ponen en entredicho la rentabilidad de este de mecanizado A continuación en la figura 12.52 tenemos un esquema de la máquina de empuje hacia arriba y en la figura 12.53 y 12.54 una idea del tipo de herramienta para este tipo de máquina.

Fig. 12.52


Fig. 12.53

Dentro de este tipo de máquinas Pot nos encontramos con el proceso de brochado empu-jando hacia abajo, esto se encuentra en las figuras 12.55 y 12.56

Fig. 12.54

Fig. 12.55


MAQUINA BROCHADORA ROTATIVA En ciertas ocasiones se requiere producir ranuras curvas que se logran en este tipo de máquinas ver figura 12.57 donde se ve el contacto entre pieza y herramienta

Fig. 12.56

Fig. 12.57


También dentro de esta categoría de proceso nos encontramos con herramientas circula-res donde brochan piezas pequeñas en un giro de la herramienta figura 12.58 y se puede ver en la figura 12.59 el uso de esta en la fabricación de satélites y planetarios donde el dentado se realiza por esta técnica

Fig. 12.58

Fig. 12.59


CALCULO DE LA BROCHA DE ACUERDO A ROSSI Generalidades. La característica de la herramienta, es la de poseer una sucesión longitudinal de dientes dispuestos geométricamente respecto a un eje o a un plano y variable diametralmente según una progresión aritmética. La brocha recorre una superficie trabajada previamente (o también en bruto), arranca el material en un solo sentido de marcha y produce, al final de la carrera, un nuevo perfil. El paso forzado a lo largo de la superficie de la pieza se obtiene mediante una de las máquinas ya examinadas. Se puede afirmar que las brochas han encontrado su origen y vida en la industria automovilística; tienen un extenso campo de aplicación en todos aquellos órganos que, además de recibir o transmitir movimiento, desempeñan también la función de deslizarse sobre un árbol o eje; esto sucede principalmente en el cambio de velocidades, donde en los agujeros de los engranajes son practicadas cuatro, seis u ocho ranuras para su acoplamiento a los árboles. El empleo del brochado también se extiende a los casos en que deben calibrarse agujeros de sección redonda. PROYECTO Y DISEÑO El proyecto de las brochas para interiores se desarrolla determinando ordenadamente los siguientes elementos:

1. Diámetro del agujero inicial.

2. Grueso total del material a arrancar.

3. Incremento de los dientes.

4. Paso de los dientes.

5. Perfil de los dientes.

6. Número total de los dientes.

7. Número de brochas.

8. Prueba a la tracción de la sección mínima.

9. Elección del tipo de mango.

10. Ejecución del dibujo.

1. Diámetro del agujero inicial. - En general, el perfil inicial tiene forma de círculo, cuyo diámetro depende de las dimensiones mínimas interiores del perfil a obtener. Si el agujero debe sufrir una operación de rectificado después del temple, es necesario dejar 0,3 a 0,4 mm de material respecto al diámetro. Puesto que el agujero tiene la misión de guiar la brocha, debe ser de precisión en cada caso. El perfil final y la longitud del agujero son dos datos básicos que definen, después de los cálculos que desarrollaremos, el dibujo de la brocha. Esta debe construirse de modo que los dientes, por su progresión diametral, corten sólo radialmente.


2. Grueso total del material a arrancar. - Es un dato del problema, porque el perfil a obtener es fijado con anterioridad. Por otra parte, el espesor total (sobre el diámetro) del material a arrancar es dado por el valor 2 S ó 2 S1 en milímetros y S para las entallas laterales. 3. Incremento de los dientes. - Debemos entender el valor ∆ en milímetros expresado por la diferencia aritmética que debe existir entre el diámetro exterior de un diente y el del inmediato anterior. Mientras ∆ / 2 es el incremento radial. Este debe ser tanto más pequeño cuanto mayor sea el grado de dureza del material a trabajar, y tanto más grande cuanto mayor sea el diámetro de la brocha. También depende le la calidad del material de la brocha. Dicho incremento se saca, generalmente, de diagramas o tablas y recopila-dos a base de los resultados de experiencias realizadas (véase diagrama fig. 12.60). También para el brochado de agujeros cuadrados, como para los demás perfiles, el arranque del material debe producirse radialmente. En este caso, a medida que el aguje-ro se transforma de redondo a cuadrado, el ancho del filo de las cuatro aristas de corte disminuye. Un incremento constante produciría, durante el brochado, un esfuerzo inicial máximo de desgarramiento que decrecería gradualmente hasta cero con relación a los ángulos del cuadrado. Es conveniente, para distribuir los esfuerzos, asignar un incre-mento mínimo inicial, aumentándolo sucesivamente según una regla que puede variar según las dimensiones del agujero y la clase del material a trabajar. Esta solución, desde el punto de vista técnico, es más racional. 4. Paso de los dientes. - En las brochas para agujeros lisos o acanalados el paso viene dado por la fórmula genérica:

donde: l = longitud del agujero. La fórmula simplificada da la posibilidad de calcular, en un primer tiempo, el paso en función de la longitud del agujero a brochar. Se redondearán los valores para facilitar el cálculo y el trabajo, procurando que la longitud l no sea múltiplo de p. El paso de los dientes también puede ser desigual para obtener una superficie más lisa. Con las brochas provistas de dientes de paso uniforme se puede comprobar el defecto de una variación rítmica del esfuerzo de tracción cada vez que la línea perimetral del filo de corte entra bruscamente en contacto con la pieza o se separa de ella. Esta variación, que produce una pequeña alteración de la velocidad de avance de la brocha, repercute en los dientes que trabajan, produciendo una ligera ondulación superficial, visible a simple vista bajo una luz inclinada. La irregularidad adquiere el máximo grado en el caso de que dos filos de corte perimetrales de la brocha pasen al mismo tiempo por los dos bordes de entrada y salida del agujero (si la longitud l de este último es múltiplo del paso p de los dientes). El paso de los dientes de las brochas para ranuras viene dado por:

donde l = longitud de la ranura.

lp ⋅= 75.1

lp ⋅= 35.1


También en este caso el valor del paso que resulte del cálculo debe redondearse conve-nientemente. 5. Perfil de los dientes. - Para las brochas de sección redonda continua, o interrumpida, se tiene el perfil de las figuras 12.61. Llamando d el diámetro máximo, h la profundidad del diente y p el paso, podemos controlar los elementos anotados según las relaciones siguientes:

puede fijarse con más precisión: h = 0,5 p para el aluminio h = 0,45 p para la fundición dulce, el bronce y el latón h = 0, 40 p para el acero dulce y la fundición dura h = 0,36 p para el acero duro

7hd 3 ≅≅

pd

Fig. 12.60


r2 = 0,15 a 0,20 p r3 =p f = 0, 2 a 0,3 p El ángulo α variará según el material, o sea.

α δ 4 3° para el bronce 6 3° para la fundición 8 3° para el acero R > 90 kg/mm2 10 3° para el acero R = 50 a 90 kg/mm2 12 4° para el acero R < 50 kg/mm2 20 5° para los metales ligeros.

Para las brochas de sección rectangular (fig. 12.62) o cuadrada, o también en el caso de una sola ranura, se tienen los mismos ángulos, mientras la profundidad de los dientes viene determinada por:

siendo l la longitud del agujero. Los lados de los dientes pueden ser paralelos, habiéndose obtenido buenos resultados. Las citadas relaciones definen el perfil de los dientes; sin embargo, por distintas razo-nes, también pueden sufrir variaciones. Para obtener una superficie lisa y un buen calibrado final del agujero se añaden varios dientes «de acabado» (de 3 a 5) sin ningún incremento. Se adopta también, para alcanzar mayor precisión, el disminuir el incremento de los dientes hacia el final de la pasada, a fin de reducir la presión radial, permitiendo al ma-terial comprimirse alrededor del agujero y escaparse del corte durante el paso de la bro-cha.

pl

plh ∆⋅⋅

=∆⋅⋅

=20h 8

21


Fig. 12.61


Fig. 12.64

Para facilitar el arranque del material es aconsejable hacer, en la periferia de los dientes incrementados, ranuras rompevirutas de ancho y profundidad 0,5 a 1 milímetro. Las brochas para ranuras tienen el perfil indicado en la figura 12.65. 6. Número total de dientes. - El número de dientes de corte esta en función del espe-sor del material a arrancar, o sea de la diferencia entre el diámetro final y el inicial, y en función del incremento ∆ por tanto, el número de dientes vendrá expresado por:

y la longitud L1 = N - p (de la parte cónica) (fig.12.427). La parte cónica es prolongada en un pequeño trozo cilíndrico L2 o sea sin incremento, para obtener el calibrado final. Dicho trozo está compuesto aproximadamente por cinco aristas de corte.

∆=

inicial diam - final diamN


La longitud total no debe sobrepasar los límites, porque, además de provocar graves dificultades para el temple, no podría estar contenida en la carrera de la brochadora. La longitud máxima L de la parte que corta no debe pasar la cota de 800 mm aproximada-mente.

En el caso de brochas de sección cuadrada, en que ha resultado conveniente subdividir el material a arrancar en dos o tres capas de espesor progresivo, se considera capa por capa y se calcula el número de dientes del modo descrito (fig. 12.66)..El dibujo de cons-trucción de un grupo de tres brochas para obtener un agujero cuadrado puede verse en la figura 12.67.

7. Número de brochas. En el caso de que el número de dientes fuera elevado y diese una longitud total exagerada y no permitida por la brochadora, se procederá a construir dos o tres brochas de longitud a ser posible igual y de modo que una sea continuación de la otra.

Fig. 12.65

Fig. 12.66


Fig. 12.67


8. Prueba a la tracción de la sección mínima. - Es aconsejable asegurarse que la sec-ción mínima puede resistir la fuerza máxima debida al arranque de viruta en los dientes que trabajan Llamando con:

n = número de dientes en trabajo

σs= fuerza específica de desgarre en kg/mm2 del material

P = fuerza total de corte en kg

pr = perímetro en contacto, en mm

∆ = incremento en mm sobre el diámetro;

A = área en mm2 de la sección mínima de la brocha;

σt = coeficiente admisible a la tracción en kg/mm2 del material de la brocha ;

Q = resistencia en kg (le la sección mínima de la brocha

se tendrá

por otra parte, la sección mínima de la brocha ofrece la siguiente resistencia:

Para que la brocha pueda resistir deberá verificarse:

Se considera:

σt = 16 kg/mm2 para el acero rápido templado; σt = 12 kg/mm2 para el acero indeformable al carbono

teniendo presente que,

donde R = carga de rotura en kg/mm2 del material de la brocha.

npP sr ⋅⋅∆⋅= σ

2

tAQ σ⋅=

PQ ≥

Rt 101

=σ


La fuerza de corte σs, se puede sacar de la tabla 12.68. TABLA 12.68 Fuerza específica de corte para el brochado de varios materiales*

Material a trabajar σs en Kg./ mm2

Acero de resistencia 90 a115 kg/mm2 500

Acero de resistencia 70 a 90 kg/mm2 400

Acero de resistencia 50 a 70 kg/mm2 315

Acero de resistencia hasta 50 kg/mm2 250

Acero extra dulce 200

Fundición dura 160

Fundición semidura, bronce duro 125

Fundición dulce, bronce blando 100

Latón 80

Aluminio duro 63

* Del Cálculo de las brochas, de E. BIANCO. (Publicación de la casa Elli y Zerboni, Turín.) 9.1 Elección del tipo de mango. - La elección debe hacerse en relación a la forma y a las dimensiones del tronco. Un tronco redondo admite un mango con ojal, como el re-presentado en la figura 12.69 (véase tabla 12.70) ; o bien un mango con dos planos fre-sados, como el de la figura 12.70 (véase tabla 12.71).

Fig. 12.69


Tabla 12.70



Fig. 12.70


Para las brochas planas se usan los mangos con ojal; o bien entallado, o con agujero. Existen otros tipos de mango, pero de empleo menos frecuente.

Fig. 12.71


CALCULO DE LA BROCHA DE ACUERDO A BERUTTI Los principales valores para establecer el cálculo de un abrocha son: • El incremento por diente • El paso • La profundidad de la garganta Como dato previo, se debe conocer si la brocha va ha ser interior o exterior; la viruta se moverá con un movimiento circular continuo generando una espiral mas o menos fina, se debe alojar en la garganta, la que debe tener la capacidad adecuada (fig. 12.80)

Es evidente que los tres valores mencionados están estrechamente coligados y depen-dientes uno del otro. El esfuerzo de corte es directamente proporcional a la sección cortada; adoptando para varios materiales un coeficiente fijo Kt, coeficiente específico de corte estableciendo P = Esfuerzo de corte [ Kg] Kt = Coeficiente especifico de corte [ Kg/mm2] a = Perímetro de corte (valor inicial) [ mm] i = Incremento radial [ mm] p = Paso [ mm] z = Número de dientes en contacto con la pieza l = Largo del agujero [ mm]

Fig. 12.80


Valores de Kt

Material de la pieza Kt [ Kg/mm2]

Acero resistencia 90 a 115 Kg/mm2 500



Acero resistencia 50 Kg/mm2 250

Acero extra dulce 200

Fundición dura 160

Fundición semi dura – Bronce duro 125

Fundición gris – Bronce 100

Aluminio Duro 63 El número de dientes en contacto entre pieza y herramienta es proporcional al largo de la brocha debe ser mayor que tres dientes en contacto y menor que seis teniendo en cuenta que cuando el lago de la brocha es múltiplo del paso, se verifica el máximo gra-do de irregularidad. El paso está dado por la fórmula:

La profundidad de la garganta está dada por la tabla:

Material elaborado h

Aluminio 0.5 p

Fundición gris – Bronce 0.45 p

Fundición dura 0.4 p

Acero duro 0.35 p

izaKtP ⋅⋅⋅=

lp

z +=1

pliaKtP ⋅⋅⋅

=

lp ⋅= 8.1


El arco correspondiente a la sección longitudinal del alojamiento de la viruta, equivale a una fracción del círculo inscripto en el vano de la garganta, el diámetro se equipara a la altura del diente Fig. 12.81

Esta será a una vuelta equivalente al producto de la sección de la viruta por un determi-nado coeficiente F dado en tabla y naturalmente siempre mayor que la unidad:

Asumiendo por simplicidad de cálculo

y sustituyendo se hará:

44

22 hdArea ⋅=

⋅=

ππ

4

2hFmli ⋅=⋅⋅π

4π⋅

=FFm

2

44hFli ⋅=⋅⋅⋅

ππ

Flih ⋅⋅=

Flhi⋅

=2

Fig. 12.81


Valor del coeficiente F

Tipo de material de mecanizado

Tipo de brocha

Redonda estriada Acanalada Plana Repaso

Tenaz 10 8 6.3 4

Frágil 8 6.3 5 3.2

Pero la solución de la fórmula y subordinada al conocimiento del incremento i; rete-niendo ahora la resistencia del diente únicamente en función de la carga especifica Kd soportado del diente de la brocha, el valor del incremento radial es:

Carga específica sobre el diente Kd expresada por 1 mm de perímetro

Tipo de brocha

Material mecanizado Acero

Fundición dura

Fundición gris - Bron-

ce Aluminio

Redonda 12.5 10 8

Estriada 16 12.5 10

Acanalada 20 16 12.5

Plana 25 20 16

Suponiendo que una porción de diente circular largo 1 mm debe tomarse un espesor i (incremento) de material de las siguientes características (fig. 12.82)

KtKdi =

Fig. 12.82


de la tabla de valores se obtiene que el diente puede sufrir una solicitación máxima de 12.5 kg por milímetro de perímetro; el esfuerzo específico de corte Kt por mm2 de sec-ción es de 400 Kg. por lo cual la segunda dimensión la profundidad de viruta o incre-mento radial , es dato de

de aquí

si l = 1

Valores máximo del incremento radial en función de la carga específica del diente Kd

Material elaborado Kd Kg / mm2

8 10 12.5 16 20 25

Acero resistencia 115 Kg / mm2 0.016 0.02 0.025 0.0315 0.04 0.05




Acero extra dulce 0.04 0.05 0.063 0.08 0.1 0.125

Fundición dura 0.05 0.063 0.08 0.1 0.125 0.16

Fundición gris dura – Bronce duro 0.063 0.08 0.1 0.125 0.16 0.20

Fundición gris - Bronce 0.08 0.1 0.125 0.16 0.20

Latón 0.1 0.125 0.16 0.20 0.25

Aluminio 0.125 0.16 0.20 0.25 Con el diagrama siguiente son controlados o previamente determinados i valor base para el cálculo de la brocha.

KtliKdKtKd

⋅⋅= quepor

KtlKdi⋅

=

mmi 0312.0400

5.12==


Ejemplo: determinar el incremento radial admisible en base a los siguientes datos:

Perfil acanalado, material tenaz F = 8

Longitud brochada l = 80

Profundidad de la garganta h = 5,6

Del diagrama i = 0.05


De lo expuesto aparece que el incremento radial es siempre el mismo, tanto para las brochas grandes como para las brochas pequeñas, por esto es indispensable verificar la resistencia del núcleo. De la formula: se puede establecer la igualdad:

Donde : A= Área de la sección del núcleo de la brocha en mm2

Ks = Carga de seguridad en Kg / mm2 adoptado para el material de la brocha Para una brocha de núcleo circular: Igualando de aquí

Y ahora

La sección máxima del núcleo y en la máxima profundidad de la garganta de una brocha hay por lo visto exigencias fundamentales entre ambos donde se vincula el cálculo que debe satisfacer las condiciones de fabricación porque aquí el incremento de la profundi-dad de la garganta se hace a expensas de la sección del núcleo y a su vez un aumento de la sección del núcleo reduce la profundidad de la garganta. Para las brochas a compresión, el empleo esta limitado, recuerde que el largo del aguje-ro no debe superar 10 veces el diámetro mínimo del núcleo, en caso contrario se puede producir el pandeo, el calculo se realiza de acuerdo a la formula de Euler Algunos ejemplos de cálculo:

izaKtP ⋅⋅⋅=

KsAizaKt ⋅=⋅⋅⋅

KsziaKtA ⋅⋅⋅

=

4

2 π⋅=

DA

KsizaKtD ⋅⋅⋅

=⋅

4

2 πKs

izaKtD⋅

⋅⋅⋅⋅=

π4

KsPD ⋅

=27,1


Ejemplo I II III

Material elaborado Bronce Acero resistencia 90 Kg/mm2 Fundición gris

Largo a brochar (l) 25 100 70

Corte de la ultima sección brochada-

Paso (p)

Profundidad gargan-ta (h) 0,45 x 9 = 4 0,35 x 18 = 6,3 0,45 x 15 = 6,8

Esfuerzo de corte (Kt) kg/mm2 125 400 100

Esfuerzo periférico del diente (Kd)

10 20 20

Incremento radial (i)

Dientes en contacto con la pieza 3 6 5

Esfuerzo total de corte (P) Kg 2922 9600 800

Sección en mm2 del núcleo resistente 415,5 1764,6 237, 6

Adoptando una car-ga de seguridad Ks = 16 Kg/mm2 La brocha será soli-citada a

6648 28233 3702

Valores superiores a la solicitación máxima calculada (P)

FORMA DEL DIENTE De las figuras 12.83 y 12.84 son representados dos perfiles típicos del diente, uno es curvilíneo(*) y el otro rectilíneo, aplicado por los constructores; el primero ofrece una ventaja de mayor resistencia y el segundo mayor espacio para la viruta. (*) Tratar que este perfil se use solo donde hay muy poca viruta, es difícil su construc-ción

9258,1 = 181008,1 = 15708,1 =

08,012510

= 05,040020

= 2,010020

=


Algunos datos de máxima son expuestos en la siguiente tabla

p h R r Condiciones de trabajo

0,5 p 0,8 Material blandos gran-

des incrementos

0,4 p p Materiales duros e in-

crementos proporciona-les

0,3 p 1,2p

Solo para brochas pe-queñas y grandes incre-mentos paso superior a

10 mm

αo

Acero en general

Acero muy duro

3o Bronce y fundición

16° a 20° Latón y aluminio

El acero con que se construyen las brochas deben ofrecer una elevada resistencia a la tracción, al menos 200 kg/mm2 y ser indeformables al tratamiento térmico. Para asegu-rar la forma y precisión de la pieza brochada, la brocha debe ser munida, después del diente de corte , de un número de dientes terminadores , normalmente cuatro, los cuales aseguran la pieza de diferencias y irregularidades, el paso debe ser reducido. Las dimensiones teóricas del perfil brochado deben ser agrandadas en una cantidad va-riable de 0.01 a 0.06 porque el material tiende a cerrarse después de brochado (retroceso elástico). El aumento se eleva a 0.13 a 0.2, según el diámetro, y si fuese estriado se debe incre-mentar el espesor de la 0.02 a 0.04 para compensar las deformaciones (cerrado) de lue-go de tratamiento térmico (cementado, templado y revenido).

L8,1

5p

6p

6p

oo 1510 ÷oo 86 ÷

Fig. 12.84

Fig. 12.83


adn =

Diámetro de bro-cha en mm

Aumento de diámetro respecto a la máxima dimensión nomi-nal en mm

Brocha cilíndrica Brocha estriada Brocha dentada 0 a 10 0.02 0.02 0.02 11 a 20 0.03 0.03 0.03 21 a 30 0.03 a 0.04 0.03 a 0.04 0.04 a 0.05 31 a 40 0.04 a 0.05 0.04 a 0.05 0.05 a 0.06 sobre 40 0.05 a 0.06 0.05 a 0.06 0.06 a 0.07

ESTRUCTURA DE LA BROCHA El costo elevado de la brocha, exige dar un sobre material mínimo al agujero inicial de la pieza para optimizar el número de brochas, en la siguiente tabla se da una referencia:

Largo de bro-chado mm.

Sobre mate-rial mm

menos de 10 0.5 10 a 30 0.7 31 a 50 1 51 a 70 1.2

Sobre 70 1.5 El largo total de la brocha no debe pasar de 50 veces al diámetro mínimo: si la serie es de mas de una brocha se subdivide el incremento de modo que el largo de las brochas sea igual para minimizar el set up de máquina.

Los rompevirutas deberán tener una dimensión de 1 x 1 para brochas chicas y medianas, y 1.5 x 1.5 para brochas grandes (Fi-gura 12.85) La cantidad se dada por la fórmula o sea que el pro-ducto del largo a por número n debe corresponder a la tercera parte de la circunferencia. No se incluyen rompevirutas en los dientes terminadores

Respecto a las tipos de mango son coincidentes con lo mostrado en el cálculo de Rossi ya que son normalizados

50⋅= DL

Fig. 12.85


BROCHADO DE SUPERFICIES DISCONTINUAS Cuando se proyectan y utilizan brochas de grandes dimensiones es necesario determinar cuidadosamente el número máximo de dientes que actúan simultáneamente (Zpmáx) cuando se trabaja con corte interrumpido (Figura 12.86). He aquí un problema impor-tante

• en el primer caso, haciendo referencia a la figura 12.86, se puede escribir:

Zp máx = (K1 + 1) - K2

Fig. 12.86

Fig. 12.87


K1 = L/t K2 = L'/t

expresiones en las cuales K1 y K2 se redondean en cifras enteras por defecto; • en el segundo caso, se escribe 12.87:

y el resultado se redondea a enteros, por exceso. Sin embargo, ninguno de los dos méto-dos tiene en cuenta la posición de la acanaladura (o sea de la interrupción del corte), respecto a las superficies extremas de la pieza que se brocha Esta es una condición importante, dado que, a igual de todas las otras variables, puede hacer modificar notablemente el valor de Zp máx, con variaciones hasta del 25% de la fuerza de brochado. Por ejemplo, a paridad de L y L', con el segundo caso de la figura 12.87 b, Zp máx puede ser un número entero mayor que el del primer caso de la figura 12.87 a. Ambos métodos dan los mismos resultados (Tabla 12.88) en el caso de L = 136 mm, L' = 66 mm, t = 20 mm. Existe también un método gráfico para determinar el valor de los dientes, pero no es exacto (cuando 11 ó 12 es múltiplo de t) y puede dar valores demasiado bajos. En el proyecto de brocas de fuertes diámetros es necesario considerar la posición más desfavorable de la discontinuidad.

Tabla 12.88 BROCHADO DE SUPERFICIES CORTAS Por motivos prácticos puede convenir que el paso de los dientes no sea inferior a una cierta medida. Cuando la fórmula conduce a un paso insuficiente se soluciona el caso aumentando el paso y brochando varias piezas de una vez. Como se ha dicho ya anteriormente, por lo menos tiene que haber siempre un diente en trabajo, puesto que de lo contrario la pieza, al salir el diente del agujero, cae entre los cortes de la broca y los magulla. De esto se deduce, por ejemplo, que para la pieza de la

( )4.021

−+

=t

llZpmax


figura 12.89, que tiene sólo 3 mm. de longitud para brochar, el paso de los dientes debe ser t ≤ 1,5 mm, sin necesidad de aplicar la fórmula que da el paso. Un diente así es muy difícil de obtener a causa de sus dimensiones reducidas. Conviene, pues, aumentar con-siderablemente el paso, lo que se puede hacer brochando en cada recorrido dos piezas, (véase fig. 12.90). Fig. 12.89

Figura 12.90


ASPECTOS OPERATIVOS El éxito de una producción sin problemas en el brochado está en el diseño, construcción y los afilados posteriores de las herramientas. En ningún otro método de mecanizado con arranque de viruta es tan decisivo el papel de la herramienta para el resultado del trabajo y para su economía como en el caso del bro-chado. En las brochas se emplean los siguientes materiales de corte según recopilación del “Tool Manufacturing Engineer”:

Material de la brocha Material de la pieza y aplicación

Ace

ro rá

pido

A

ISI t

ipo

M2

Propósitos generales; brochado de aceros de bajo y medio carbono con dureza de HRC 34 o menos, aceros aleados con dureza de HRC 32 o menos, aluminio, bronce, magnesio, ba-jas aleaciones de bronce, nylon, plástico, plomo y cobre

M3-1 Aceros de medio carbono con dureza de HRC 35-42 alea-ciones de acero con dureza HRC 33-38, bronce tratado y aleaciones de hierro fundido

M3-2 Hierro fundido, aluminio de fundición a presión, acero in-oxidable, grafito y fundición nodular

M4 Acero al silicio, bronce al silicio, fundición a presión de aluminio

M42

Aceros de medio carbono dureza de HRC 35-42, aceros for-jado, acero inoxidable, acero fundido, bronce tratado, fundi-ción maleable, acero de herramientas. Se usa como sustituto para M2 brochando a velocidades de 15 m/min

T15 Aleaciones de alta temperatura, acero inoxidable, titanio, es-tellite, bronce tratado, hierro al silicio y bronce al silicio

Acero rápido de pulvi-metalurgia

Para aplicaciones de alta velocidad. puede ser usado en re-emplazo de M2, M3, T15 y otros aceros rápidos para obte-ner larga vida de la herramienta

Metales duros Para brochar fundición gris y para aplicaciones de brochado de alta velocidad

Por nitruración de las herramientas en baño de sales y actualmente por recubrimiento de TIN se consiguen notables mejoras en la duración de la brocha entre afilado y afilado así como una buena resistencia a la soldadura de partículas en frío, En el brochado es conveniente indicar la longitud total de la viruta que se puede arrancar sin afilar la herramienta, como longitud de duración en metros. Normalmente pueden obtenerse lon-gitudes de duración entre 20 y 80 m, y en el caso de grandes series se pueden conseguir hasta 200 m de viruta, en total, sin afilar. Se considera que se ha llegado al límite de la longitud de duración de la herramienta, en general, cuando el esfuerzo necesario para su tracción ha aumentado aproximadamente un 40 %, con relación a cuando la brocha es-taba nueva.


La forma geométrica de las aristas de corte de una brocha ha de responder a las condiciones especiales del trabajo a realizar. Resulta con-veniente poner el máximo ángulo de despren-dimiento posible (hasta de + 20°) ya que por cada grado que aumenta dicho ángulo decrece el esfuerzo de corte alrededor de 1 a 1,5 %, y, el esfuerzo de arrancamiento del material, alrededor del 2 %. Además, al aumentar el ángulo de desprendimiento pueden conseguir-se mejores calidades superficiales La viruta ha de encontrar, durante el proceso de brochado, espacio suficiente en la cámara de alojamiento de viruta: y como frecuente-mente quedan restos de la pasada anterior por atascamiento o agarrotamiento, es de gran

importancia dar a dichas cámaras un dimensionado y una forma adecuados. Si esto no se lograra tenemos problemas como los indicados en la figura 12.91 A continuación recopilamos una tabla de “MACHINERY DATA HANDBOOK” donde se puede encontrar para cada material el ángulo de ataque e incidencia, la velocidad de corte y el incremento radial por diente según experiencia en USA:

Fig. 12.91


MATERIAL

HA

RD

-N

ESS

HO

OK

A

NG

LE

CL

EA

-R

AN

CE

A

NG

LE

CU

T-

TIN

G

SPE

ED

CH

IP

LO

AD

BHN degrees degrees fpm in/tooth

FREE MACHINING CARBON STEELS, WROUGHT ALLOY STEELS, WROUGHT

AND CAST 100-375 15 to 20 2 to 3 35-40-15 0.004 - 0.003

CARBON STEELS, WROUGHT 85-375 15 to 20 1 to 2 30-25-15 0.004 - 0.003

CARBON STEELS, CAST ALLOY STEELS, WROUGHT AND CAST HIGH STRENGTH STEELS, WROUGHT MA-

RAGING, STEELS, WROUGHT

120-375 8 to 15 1 to 3 15-20 0.003 - 0.002

TOOL STEELS, WROUGHT ARMOR PLATE, WROUGHT 100-375 8 to 12 1 to 2 10 0.002

NITRIDING STEELS, WROUGHT 200-350 8 to 15 1 to 2 20-10 0.002

FREE MACHINING STAINLESS STEELS, WROUGHT,STAINLESS STEELS, MAR-

TENSITIC, WROUGHT AND CAST 135-425 8 to 12 1 to 2 30-10 0.003 - 0.004 -

0.002

STAINLESS STEELS, FERRITIC, WROUGHT AND CAST 135-185 12 to 18 2 to 3 20-10 0.003

STAINLESS STEELS, AUSTENITIC, WROUGHT AND CAST 135-275 12 to 18 0.5 to 2 15 0.003

PRECIPITATION HARDENING STAIN-LESS STEELS, WROUGHT AND CAST 150-440 10 to 15 2 10 0.002

GRAY CAST IRONS 110-320 6 to 8 2 to 3 15 0.003 DUCTILE AND MALLEABLE CAST

IRONS 110-400 8 to 15 2 to 3 25 0.005

ALUMINUM ALLOYS, WROUGHT AND CAST

30-150 500 kg 10 to 15 1 to 3 30 - 50 0.006

MAGNESIUM ALLOYS, WROUGHT AND CAST

40-90 500 kg 10 to 15 1 to 3 30 - 50 0.006

TITANIUM ALLOYS, WROUGHT 110-440 8 to 20 2 to 8 25 0.003

COPPER ALLOYS, WROUGHT AND CAST*

GROUP 1 40-200 500 kg -5 to 5 1 to 2 30 0.005

GROUP 2 40-200 500 kg 0 to 10 1 to 2 30 0.005

GROUP3 40-200 500 kg 10 to 15 2 to 3 30 0.005

NICKEL ALLOYS, WROUGHT AND CAST 80 to 360 12 to 18 0.5 to 2 8 0.002

HIGH TEMPERATURE ALLOYS, WROUGHT AND CAST 140-475 15 to 20 2 to 8 8 0.002

ZINC ALLOYS, CAST 80-100 10 to 15 2 to 5 8 0.02


El ángulo de incidencia está comprendido, por lo general, entre 1.5 y 3° . Para conduc-ción de la herramienta en el corte se utiliza un bisel en el plano de incidencia, cuya in-clinación viene determinada por el incremento de los dientes. La anchura de dicho bisel depende del material a brochar y es distinto para cada una de las zonas de corte de la brocha. El redondeado del filo en los dientes de corte es de aproximadamente, 3 a 8 µm en la herramienta afilada, alcanzando al final de su tiempo de vida antes del siguiente afilado, aproximadamente, 50 a 80 µm ver su implicancia en la figura 12.92

Para impedir las vibraciones en el brochado se hacen los pasos entre dientes con una variación de 0.1 a 0.5 mm. Basta afectar este aumento de pasos sobre el mayor número de dientes que se encuentran a la vez en la zona de trabajo repitiendo luego el juego con otro número igual de dientes. Cuando se exige una elevada concentricidad en el brochado, es preciso que todas las partes del perfil a brochar sean atacadas simétricamente. Así, por ejemplo, en el brocha-do del perfil de un cubo estriado, es preciso brochar también en acabado, simultánea-mente, el diámetro interior de dicho cubo. Para ello, en este caso, se disponen, en la zona de acabado de la brocha, alternativamente, dientes del perfil de las estrías y dientes para el acabado del diámetro interior. Las brochas para trabajo de interiores se fabrican generalmente de una sola pieza. Unicamente en el caso de que la brocha tenga unas di-mensiones muy grandes, conviene construir las zonas de corte en forma de casquillos o segmentos, que se sujetan en un portaherramientas. Las brochas para se acomodan por lo general mejor que las (le interiores a las exigen-cias del arranque de viruta y de la consecución de un esfuerzo uniforme de corte, Así, por ejemplo, en estas brochas para exteriores pueden disminuirse las oscilaciones en el esfuerzo de corte, inclinando los bordes cortantes. Las brochas pueden construirse, la mayoría de las veces, en varias partes (vistas en ejemplos anteriores). El hecho de que las distintas zonas de corte se sujeten mecánica-mente en un portaherramientas, incide favorablemente sobre el coste de fabricación y mantenimiento de la herramienta. Cuando las brochas son de tamaño más pequeño, pueden montarse también sobre la misma máquina de brochar interiores. Pero en este caso han de llevar un mango de fija-ción y una cola y apoyarse, además, en un casquillo - guía colocado sobre la mesa de la máquina, frente al lugar de trabajo de la brocha. El brochado de perfiles simétricos, co-mo, por ejemplo, ranuras o dentados, por el procedimiento de paso a paso, en brochado-ras de interiores, es muy rentable.

Fig. 12.92


NORMAS Y EJEMPLOS DE HERRAMIENTAS DE BROCHAR A continuación incorporamos las normas de las colas de acople de la brochas de acuer-do al Metal Cuting Tool Handbook publicado por Metal Cutting tool Institute y ejemplo de diseño de brochas tipo





Utilajes necesarios para el brochado. - No siempre es posible obtener el brochado con los sencillos medios que ofrecen las máquinas. Muchas veces es necesario emplear uti-lajes especiales portapiezas, los cuales mantienen la pieza en posición; otras veces el espesor de las paredes es demasiado fino y cedería al pasar la brocha; de ahí surge la necesidad de introducir la pieza en una especie de casquillo que le ofrezca la posibilidad de poder resistir el paso de los dientes de corte. En el caso de brochar ranuras unilaterales es necesario dar a la brocha la reacción opuesta y teniendo en cuenta la importancia del largo del dispositivo guiador para evitar que por flexión la brocha se rompa (Fig. 12 93)

Fig. 12.93







Capitulo 12 1 de 13

12.LIMADO, CEPILLADO, MORTAJADO, BROCHADO 12.1 LIMADO GENERALIDADES La operación realizada con estas máquinas se llama limado; el arranque de viruta se produce mediante la acción de una herramienta monocortante, que se mueve linealmen-te con movimiento alternativo de vaivén sobre la superficie plana de un cuerpo. La herramienta tiene el movimiento principal, mientras la pieza tiene el de alimentación. De este modo la pieza, fijada sobre la mesa de la máquina llamada limadora, pasa por debajo de la herramienta en toda su superficie, a fin de obtener un plano. Al tener las limadoras una carrera limitada (máximo, 500 mm; excepcionalmente, 1.000 mm), admi-ten la elaboración de piezas de tamaño medio. Distingamos dos tipos de limadoras:

a) Limadoras mecánicas, y b) Limadoras hidráulicas.

LIMADORAS MECÁNICAS

Son los tipos más corrientemente empleados. Un dibujo en perspectiva de estas máqui-nas puede verse en la figura 12.1. La limadora se compone esencialmente de una banca-da A de fundición, en forma de caja, con una amplia base. En la parte superior van las guías por las que se desliza el carro o carnero B, en cuya cabeza va el carrillo porta-herramienta C; dicho carrito, además de ser inclinable, puede subir o bajar mediante un tornillo sin fin, maniobrado por la manecilla posterior, para poder regular la profundidad de la pasada. El bloque portaherramienta puede oscilar alrededor de un eje para permitir que la herramienta, en su carrera de retroceso, no fuerce contra las paredes del material en elaboración. Evidentemente el carro B, que realiza el movimiento intermitente, puede regularse en carrera y velocidad.

Fig 12.1

Capitulo 12 2 de 13

La mesa D portapiezas puede subir o bajar maniobrando a mano un tornillo. Mediante el accionamiento del husillo E, movido intermitentemente por el dispositivo de trinquete F, la mesa D adquiere el movimiento transversal de alimentación, que tiene por objeto llevar, a cada carrera completa del carro B, nuevo material debajo de la herramienta. Es natural que el avance de la mesa esté sincronizado con el movimiento del carnero. Se construyen también limadoras más pequeñas, de precisión, adecuadas para trabajos especiales. Las limadoras, en general, se emplean para la construcción de utilajes, estampas, etc. En las limadoras mecánicas el funcionamiento se obtiene por un motor eléctrico de ve-locidad constante, montado encima o al lado de la bancada de la máquina. El movimien-to es transmitido a los engranajes (que se encuentran en el interior de la bancada) por medio de un par de poleas acanaladas y correas trapezoidales SISTEMA DE ACCIONAMIENTO POR PALANCA OSCILANTE Y VOLANTE. El engranaje A (fig. 12.2) recibe el movimiento del cambio de velocidades y lo transmi-te al volante B de corona dentada que se pone a girar.

Dicho volante lleva el botón de manivela C que se desliza en la ranura de la palanca oscilante D apoyada en E. Dicha palanca, unida por la parte superior al carnero F, ad-quiere un movimiento pendular en cuanto el botón de manivela C describe una trayecto-ria circular alrededor de 0. La amplitud de la oscilación se regula variando el radio de

Fig. 12.2

Capitulo 12 3 de 13

giro del botón C alrededor de 0; la posición del carnero puede variarse mediante la re-gulación longitudinal del soporte G, cuyo extremo inferior va unido al balancín H y éste a la palanca oscilante D. El sistema de palanca oscilante permite el retroceso rápido del carro cuando la palanca D (fig. 12.3) en su oscilación abarca un ángulo máximo limita-do por las tangentes al círculo descrito por el botón C. Los dos puntos B y C dividen, por tanto, la trayectoria circular en dos partes: una de amplitud 2 α y la otra de amplitud donde, por razones geométricas, se tendrá :

2 α > 2 β

Por el hecho de que el botón de manivela se mueve con movimiento uniforme resulta evidente que el tiempo empleado para recorrer el arco 2 α será mayor que el empleado para recorrer el arco siguiente 2 β por lo que el espacio 1 será recorrido más rápidamen-te en el retroceso que en el avance, considerando el sentido de giro el de la flecha. LIMADORAS HIDRÁULICAS Los sistemas de accionamiento hidráulico han tenido una excelente aplicación en las limadoras (fig. 12.4 a), porque con el aceite a presión se realizan las mejores condicio-nes de funcionamiento, ya sea en la suavidad de los movimientos como en la comodidad de maniobra. Las limadoras hidráulicas tienen el carro, que se mueve bajo el impulso de un émbolo que se desliza por él interior de un cilindro solidario de la bancada de la máquina (fig 12. 4 b) en la figura 12.5 se puede ver el esquema de una limadora hidráu-lica.

Fig. 12.3

Capitulo 12 4 de 13

Fig. 12.4 a

Fig. 12.4 b

Capitulo 12 5 de 13

12.2 CEPILLADORAS Lo mismo en la operación de cepillar que en la de limar, el movimiento principal es rectilíneo. Sin embargo, en la operación de cepillar la mesa portapiezas está animada de movimiento alternativo, mientras que, en el limado, lo está el carro de la herramienta. Por lo tanto, el movimiento de avance intermitente para cada doble carrera, se adjudica a la pieza en las máquinas de limar, y a la herramienta en las de cepillar

Fig. 12.5

Fig. 12.6

Capitulo 12 6 de 13

La velocidad de corte, el avance y la fuerza de corte, tienen valores similares a los de cilindrado, aunque, por lo general, la velocidad de corte correspondiente al movimiento principal es más pequeña que la de cilindrar. Durante la carrera de trabajo, el carro o la mesa deben acelerarse desde la posición de reposo hasta la velocidad de trabajo VA y después frenarse hasta el reposo (fig. 12.6). Durante el retroceso se repite este proceso en sentido contrario con la velocidad VR Para disminuir el tiempo de recorrido en vacío durante el retroceso, se elige la velocidad de retroceso mayor que la de avance:

VR = fV VA El factor fV está limitado hacia arriba en función de la magnitud de las masas aceleradas y retardadas. En las máquinas de cepillar longitudinales, se tiene, en la práctica, fV ≅ 3. Para el inicio del movimiento de la mesa en las cepilladoras, así como del carro en las limadoras, se puede conseguir una aceleración de una uniformidad bastante exacta, co-mo la indicada en la figura 12.6, exactitud que aumenta con el tipo de accionamiento del órgano móvil, por este orden: accionado mecánicamente, mediante un mecanismo de piñón y cremallera, o dotado de un accionamiento hidráulico. En la figura 12.6 se repre-senta un gráfico de velocidades en el que para una aceleración constante b ≈ 1 m/s2, son distintas las velocidades de trabajo y de retroceso para mostrar la in-fluencia que tienen sobre el tiempo de inversión tu; para pequeños valores de VA y VR, el valor de tu es mínimo. Un tiempo de inversión mínimo es necesario cuando, durante el mismo, la herramienta, el avance, etc.., deben ser embragados. Según la máquina, se tiene

tu ≥ 0,5... 1 s o sea que, para cada doble carrera,

2 tu = 1 ... 2 s. Sin embargo, el tiempo para una doble carrera (ida y vuelta) es

th = tA' + tR' + 2 tu, siendo tA' y tR' los tiempos netos de trabajo y de retroceso. En una cepilladora, la fuerza necesaria para acelerar la mesa y la pieza, con un peso total Gt es

Donde: b es la aceleración g = 10 m/s2 es la aceleración de la gravedad. Al término del recorrido de aceleración lb, se obtiene la velocidad de trabajo o de retro-ceso; en consecuencia, el trabajo de aceleración es E = Fb.lb Al final de la carrera debe absorberse la energía cinética de las masas animadas de mo-vimiento rectilíneo y de las masas del mecanismo de inversión, y, para ello, la mesa

gG

bF tb ⋅=

Capitulo 12 7 de 13

recorre el trayecto lVA o el lVR La magnitud de esta energía depende principalmente de las masas que deben invertir su movimiento. Las cepilladoras longitudinales se construyen con dos bastidores (figura 12.7) y (figura 12.9) o con un bastidor único (fig. 12.8). El elemento característico de estas máquinas es la mesa de sujeción de la pieza, la cual está animada de un movimiento alternativo. En las máquinas de doble bastidor, la dimensión de las piezas está limitada por el espacio libre entre los bastidores. En cambio, en las máquinas de bastidor único se pueden me-canizar piezas voluminosas, aunque sobresalgan por un lado de la mesa; y en el caso en que el centro de gravedad se encontrara fuera de las guías, puede colocarse una mesa auxiliar cuyo carro esté sujeto a la pieza.

Estas maquinas incremen-taron su capacidad produc-tiva partiendo de un diseño mas robusto de bastidores y puentes y reemplazando las herramientas monocor-te con cabezales autóno-mos fresador ver figura 12.10

Fig. 12.10

Fig. 12.7

Capitulo 12 8 de 13

Fig. 12.9

Fig. 12.8

Capitulo 12 9 de 13

En la figura 12.11 se puede ver el circuito hidráulico de una cepilladora

Fig. 12.11


12.3 MORTAJADORAS GENERALIDADES La operación mecánica mediante la cual se arranca material linealmente en el interior de un agujero o de una cámara se llama mortajado. Esta operación se realiza en una máqui-na llamada mortajadora y con una herramienta que se mueve verticalmente con movi-miento alternativo de ida y vuelta. El movimiento fundamental lo tiene, por consiguien-te, la herramienta, mientras el movimiento de alimentación lo tiene la pieza. Con las mortajadoras se pueden ejecutar diversos tipos de ranurado en agujeros (fig. 12.12). Es natural que, para poder hacer más de una ranura según una división equian-gular, o también agujeros cuadrados o hexagonales, es necesario disponer de un cabezal divisor Fig. 12.14.

Hacemos destacar que la clásica operación de mortajado se emplea para elaboraciones que no son de serie, en cuanto al procedimiento, puesto que la forma en que se desarro-lla resulta larga y cara; el mortajado se emplea en ejecuciones unitarias (construcción de modelos, construcción de utilajes, etc.) MORTAJADORAS MECÁNICAS En la figura 12.13 esta representada una mortajadora de montante sencilla. El montante A es de fundición y es parte integral de la bancada. En la parte superior va montado el carro o una plataforma inclinable, entre cuyas guías se desliza la placa portaherramienta B, la cual tiene un movimiento alternativo por estar unida a una biela y ésta a una ex-céntrica. La mesa C portapiezas puede deslizarse sobre un carro, el cual, a su vez, se mueve sobre las guías superiores de un brazo que puede regularse en altura Dicho brazo se desliza sobre las guías verticales del montante A. Para la regulación y los movimien-tos del carro, banco y mesa se maniobran los respectivos volantes. Otra mortajadora de montante, pero con el carro provisto de mesa giratoria, se represen-ta en la figura 12.14. El banco, sin embargo, no puede regularse en altura. MÉTODOS DE TRABAJO. - Las ranuras para chavetas en agujeros cilíndricos de piezas mecánicas pueden hacerse fácilmente con las mortajadoras; en muchos casos, según la forma y cantidad de piezas a producir, se necesita también un útil portapieza.

Fig. 12.12


Su capacidad productiva es limitada empleándose en tareas de mantenimiento y/o ma-triceria

Fig. 12.13

Fig. 12.14


TALLADORA DE CHAVETEROS La forma de trabajar de esta máquina (fig. 12.15) esta entre mortajar y brochar. En cada carrera de trabajo se levanta una viruta de la anchura de la ranura por medio del rasca-dor 2 y por el avance lento de penetración se alcanza la profundidad de la ranura. El rascador está atornillado a la varilla portacuchillas 3 y es guiado con precisión en la varilla guía 9 por medio de la varilla de avance 4. La varilla de avance y la varilla de cuchillas, unida al soporte de herramientas 7, son movidas hacia arriba y hacia abajo con el carro 13. El soporte de herramientas 7 está unido al carro por medio de pasadores que se asientan en agujeros rasgados. En cada carrera doble se desplaza la varilla de cuchillas en los agujeros alargados un valor igual al juego, de manera que el rascador es levantado de la pieza en la carrera de retroceso. El avance tiene lugar porque el soporte de la varilla de avance 8 y la varilla son arratra-dos hacia abajo en una guía del carro durante la carrera de retroceso por medio de un husillo, y la cuña 1 se desplaza detrás del rascador. La pieza se centra por medio del casquillo escalonado 11 y se sujeta por medio de la pieza 10. Las virutas se evacuan a través de la chapa guía 5 y del tubo 6.

Fig. 12.15


El accionamiento del carro se realiza por medio de un accionamiento de cigüeñal o hidráulicamente. Al accionamiento de cigüeñal se le preconecta un accionamiento de poleas cónicas, de manera que en ambos casos la velocidad de corte es variable sin esca-lonamiento. Esta máquina trabaja muy rentablemente, sobre todo en la fabricación unitaria o muy baja serie.

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