El modelo de fuerzas de corte no lineales [33] adopta una relación entre las fuerzas de corte instantáneas y el ángulo de contacto de las herramientas (UCT) para cualquier diente j. Las expresiones correspondientes se presentan a continuación en (3.48). Las componentes Fx y Fy de la fuerza de corte se resuelven a partir de la ecuación (3.49), donde g(ϕj(t)) es una función ventana que determina si el diente está en proceso de corte o no, y que se calcula mediante la ecuación (3.50). En esta ecuación, ϕst y ϕex representan el ángulo de corte de entrada y salida, respectivamente.

En los sistemas de fresado, la aplicación de vibraciones ultrasónicas provoca cambios en el estado de contacto entre la herramienta de fresado y la pieza de trabajo, lo que da lugar a la separación de ambas y, por lo tanto, a modificaciones en el grosor de la viruta no deformada y en las fuerzas de corte dinámicas. La fuerza de corte instantánea en cualquier momento puede describirse mediante la ecuación [33, 34], como se presenta en (3.51), donde Kt y Kr son los coeficientes de fuerza de corte [35, 36]. La tensión de cizallamiento (qs) y la tensión normal (ps) en el plano de cizallamiento se calculan mediante las ecuaciones (3.53) y (3.54), respectivamente. La tensión de cizallamiento en la pieza de trabajo se calcula a partir de la teoría de contacto, siendo esta determinada por la ecuación (3.55).

Estrés de Arrastre (Plow Stress)

En el modelo de cálculo de la fuerza de cizallamiento, se asumió que la herramienta es absolutamente afilada y que el radio de la arista de corte es despreciable. Sin embargo, en la práctica, esta suposición no es válida, ya que el radio de la arista no es cero. En el mecanizado con ultrasonido de torsión longitudinal (LTUM), que comúnmente se utiliza en acabados, la fuerza de corte es más pequeña. Sin embargo, el estrés de arrastre causado por el radio de la arista de corte no puede ser desestimado en el análisis de las tensiones residuales inducidas por el mecanizado. Además, a medida que aumenta el radio de la arista, la zona de contacto entre la superficie de corte y el borde de la herramienta disminuye, lo que provoca que dicha zona esté sometida a tensiones más altas. Por lo tanto, la influencia del estrés de arrastre no puede ser ignorada en el análisis de las tensiones residuales en LTUM.

En el modelo de la línea de deslizamiento de Waldorf [38], el estrés de arrastre en el mecanizado de ultrasonido de torsión longitudinal se calcula mediante un análisis basado en la geometría de la herramienta, que involucra el radio de la arista de corte (re), el ángulo de cizallamiento (ϕs) y el grosor de la viruta no deformada (hjlt). Este modelo es crucial para entender cómo la deformación plástica influye en las tensiones residuales generadas durante el proceso.

Energía Térmica y Estrés Térmico

En LTUM, la carga térmica tiene un impacto considerable sobre las tensiones residuales. La temperatura en la pieza de trabajo proviene principalmente de dos fuentes: el calor de cizallamiento en la zona de corte y el calor de arrastre en la zona de arrastre. En este trabajo, se ha asumido que el calor de cizallamiento tiene un papel predominante en el proceso térmico. La temperatura en cualquier punto de la pieza de trabajo (Pt) puede expresarse mediante la ecuación (3.67), y el cambio de temperatura en función del tiempo se obtiene mediante la ecuación (3.68).

El modelo térmico de cizallamiento en LTUM se basa en un modelo de medio infinito compuesto por la pieza de trabajo, la viruta y el aire. El flujo de calor desde el medio de aire se devuelve a la pieza y la viruta, lo que forma un sistema térmico semicontinuo. La ecuación (3.69) describe cómo el calor se distribuye en la pieza de trabajo afectada por la fuente térmica en movimiento. La integración de este modelo nos permite calcular la temperatura en cualquier punto de la pieza de trabajo bajo la influencia de la fuente térmica de cizallamiento y su fuente espejo, como se describe en la ecuación (3.76).

El calor generado por el arrastre se aproxima a una fuente térmica horizontal, y el modelo de conversión térmica del calor de arrastre en LTUM se presenta en la ecuación (3.77). La distribución de temperatura generada por esta fuente térmica, así como las condiciones térmicas que afectan el material, son factores determinantes en el comportamiento del material y en las tensiones residuales formadas.

Tensiones Residuales

El proceso de carga de tensiones en la pieza de trabajo se modela a partir de un sistema de coordenadas que sigue el movimiento de la herramienta. Al principio del proceso de corte, la pieza de trabajo está sometida a tensiones elásticas. A medida que la herramienta se desplaza a lo largo de la superficie de la pieza de trabajo, el estrés se acumula progresivamente. Cuando la herramienta llega a un punto determinado, las deformaciones plásticas comienzan a ocurrir, lo que cambia el comportamiento del material.

Este comportamiento de deformación elástica-plástica se describe mediante un modelo de contacto de rodadura elástica-plástica. La tensión en cualquier punto de la superficie de la pieza se determina mediante la ecuación de Von Mises, que se expresa en términos del esfuerzo cortante y las tensiones deviadoras, como se muestra en las ecuaciones (3.83) y (3.84). El modelo explica cómo el estrés se acumula y se distribuye a medida que la herramienta avanza, lo que tiene un impacto directo en las tensiones residuales inducidas.

El cambio en las tensiones bajo condiciones plásticas se calcula a partir de las ecuaciones (3.87) y (3.88), donde se introduce un término que describe cómo la deformación plástica afecta el material. Este análisis es esencial para comprender el comportamiento de la pieza de trabajo a medida que se someten a cortes consecutivos, y las tensiones residuales resultantes pueden influir en la calidad del material final.

El entendimiento de estos procesos es esencial para cualquier ingeniero o profesional que trabaje en la optimización del mecanizado de ultrasonido de torsión longitudinal. La interacción compleja entre las fuerzas de corte, los esfuerzos térmicos y los esfuerzos residuales debe ser considerada para mejorar la precisión y la vida útil de las herramientas y piezas de trabajo.

¿Cómo influye el ángulo de corte en el proceso de fresado y la calibración de las fuerzas de corte?

En el proceso de fresado, los ángulos de corte juegan un papel crucial en la interacción entre la herramienta de corte y la pieza de trabajo. El ángulo de corte inicial se denota como θj = θst, mientras que el ángulo de salida se define como θex = θj. Cuando se encuentra que θst + ψa < θj < θex, el estado de corte alcanza la profundidad de corte axial completa, y todos los elementos de corte implicados en el fresado están cortando la pieza de trabajo. En este escenario, el ángulo de entrada es θj = ψa y el ángulo de salida es θex = θj. En el intervalo de ángulos donde θex < θj < θex + ψa, el filo de corte de la fresa va retirando gradualmente el material de la pieza, pero debido al ángulo de desfase, el filo no corta directamente, sino que la altura de corte disminuye de manera gradual, con un ángulo de corte de θj - ψa y el ángulo de salida θex = θj.

En cuanto a los efectos de corte discontinuo durante el fresado, se utiliza la función A(θ) para determinar si la herramienta está involucrada en el corte. Cuando la herramienta está cortando, su contribución a la fuerza de corte es 1, y cuando no lo está, es 0. A partir de esta premisa, se pueden calcular las fuerzas de corte en el proceso de fresado, lo que permite prever la fuerza de fresado en diversas condiciones de operación.

Para modelar las fuerzas de fresado, se introduce un método mecánico para la calibración rápida de las fresas. En este caso, se mantienen constantes el ángulo de contacto y la profundidad axial de corte, y solo se varía la velocidad de avance. A lo largo de una serie de experimentos de fresado, se mide la fuerza media por ciclo de cada diente de la fresa. Posteriormente, se calcula la fuerza de corte total por revolución del husillo, dividiéndola por el número de dientes de la herramienta. Este proceso proporciona el modelo básico para obtener las fuerzas de fresado promedio durante el ciclo de corte.

El análisis numérico y experimental revela la importancia de la relación entre las fuerzas tangenciales, radiales y axiales generadas en cada ciclo de fresado. El resultado es la estimación de la fuerza de corte instantánea, la cual se obtiene al integrar las fuerzas durante los pasos del ciclo, permitiendo así evaluar de manera más precisa el comportamiento del corte.

A través de experimentos realizados en una máquina CNC ML1060B con aleación de aluminio 7050, se pueden observar las variaciones en las fuerzas de fresado bajo diferentes condiciones, tanto en seco como con lubricación mínima. La aleación de aluminio 7050, que se utiliza en aplicaciones aeroespaciales, se caracteriza por una combinación única de resistencia y rigidez, lo que hace que el proceso de fresado sea particularmente desafiante. Las condiciones experimentales, que incluyen el uso de aceite de semilla de algodón como lubricante base y la introducción de un lubricante nanométrico Al2O3, permiten evaluar la efectividad de diversas técnicas de refrigeración durante el fresado.

Los resultados experimentales demuestran que, en comparación con el fresado en seco, el uso de lubricación mínima reduce las fuerzas de corte en las tres direcciones (x, y, z). Las fuerzas de corte disminuyen significativamente, lo que sugiere una mejora en la eficiencia y una reducción del desgaste de la herramienta. Esta mejora es clave para procesos de fresado de alta precisión, especialmente en materiales difíciles de cortar como las aleaciones de aluminio para aplicaciones aeroespaciales.

En términos de simulación numérica, la comparación entre las fuerzas de corte medidas y las predicciones del modelo muestra una concordancia bastante buena, lo que valida la metodología empleada. La diferencia en los errores absolutos entre las fuerzas medidas y las calculadas es relativamente baja, lo que permite concluir que los modelos de fuerza de fresado pueden predecir con una precisión razonable los resultados del proceso.

Adicionalmente, la simulación del campo de flujo en la interfaz herramienta/pieza durante el fresado, realizada mediante el software Fluent, revela un campo de flujo en forma de anillo alrededor de la fresa, con la velocidad del flujo siendo mayor cerca de la herramienta y disminuyendo conforme se aleja del centro de la herramienta. Este campo de flujo es crucial para la distribución eficaz del lubricante en el área de corte, y su conocimiento detallado puede mejorar significativamente la eficiencia del proceso de fresado al permitir una mejor utilización de la neblina de aceite.

En resumen, los resultados experimentales y de simulación demuestran que la comprensión precisa de los ángulos de corte, las fuerzas de fresado y la optimización de las condiciones de lubricación son fundamentales para mejorar el rendimiento y la calidad del proceso de fresado, especialmente cuando se trabaja con materiales avanzados como el aluminio 7050. Las técnicas de simulación y los modelos de fuerza de fresado proporcionan herramientas esenciales para predecir y controlar las condiciones de corte, mejorando la eficacia del proceso y reduciendo el desgaste de las herramientas.

¿Cómo influye la transferencia de calor convectiva en la eficiencia de la fresadora mediante atomización electrostática?

La transferencia de calor en procesos de fresado es una cuestión clave para el rendimiento y la vida útil de las herramientas. El modelo teórico de la transferencia de calor convectiva, especialmente en condiciones de atomización electrostática de lubricantes cargados, ofrece una visión profunda de los factores que afectan la eficiencia térmica en las zonas de corte de la fresadora. La forma en que se distribuye el calor y cómo se gestiona la temperatura en el área de trabajo tiene implicaciones directas en la calidad del proceso de mecanizado.

El principio fundamental de la superposición de fuentes de calor es esencial para entender cómo el calor se distribuye en el trabajo. Para el plano de fresado, se considera la contribución de los microelementos de la fuente de calor, tanto del plano de cizalladura como del plano de arado. Estas contribuciones, descritas mediante ecuaciones específicas (5.57, 5.58, 5.59), permiten modelar cómo el aumento de temperatura se genera de forma acumulativa durante el proceso de fresado. El concepto clave aquí es que la temperatura en cualquier punto dentro de la pieza de trabajo, en el momento deseado ts, es el resultado de la suma de las contribuciones térmicas de todos los microelementos de la fuente de calor, desde el inicio hasta el momento ts.

La influencia de la transferencia de calor convectiva se vuelve aún más relevante cuando se considera el tipo de fluido utilizado, como el lubricante cargado. A través de la atomización electrostática, el flujo de calor se ve modificado debido a la presencia de gotas cargadas que impactan la zona de fresado. El modelo de transferencia de calor convectivo para lubricantes cargados se inicia al identificar el área efectiva de la atomización de gotas, considerando el tamaño promedio de las partículas y el número de gotas efectivas que llegan a la zona de fresado. La expresión para determinar el coeficiente de transferencia de calor convectivo de cada gota es una parte clave de este análisis.

El modelo propuesto para la transferencia de calor convectiva también tiene en cuenta las propiedades del aire y de los lubricantes. En particular, el coeficiente de transferencia de calor convectivo del aire se deriva a partir de la ley de enfriamiento de Newton y se expresa mediante la ecuación (5.61), donde la variación en el coeficiente de transferencia de calor influye directamente en el flujo de calor convectivo. Las condiciones de atomización electrostática, como la presión del aire y el voltaje, son factores cruciales que afectan la eficiencia de enfriamiento.

Un aspecto clave en la mejora de la eficiencia de la transferencia de calor durante el fresado es el ajuste de parámetros como el voltaje y la presión del aire. Estos factores controlan la entrega del lubricante cargado y afectan directamente la eficiencia del enfriamiento y la lubricación en la zona de corte. El coeficiente de transferencia de calor convectivo en la zona de fresado es el resultado de la combinación de la convección natural del aire y el coeficiente de transferencia de calor del lubricante cargado, expresado en la ecuación (5.74).

El análisis detallado de la atomización electrostática también revela que el área de dispersión de las gotas varía según la distancia al objetivo, el ángulo de incidencia y el ángulo del cono de atomización. La ecuación (5.65) proporciona un modelo para el diámetro promedio de las gotas, y la ecuación (5.67) determina el número total de gotas generadas por la atomización electrostática, lo que, a su vez, impacta el enfriamiento de la superficie de trabajo. La eficiencia del proceso depende en gran medida de la interacción entre la cantidad de gotas, el área de dispersión y la forma en que estas gotas contribuyen al enfriamiento.

El estudio de la transferencia de calor convectiva y la atomización electrostática permite una comprensión más precisa de cómo la temperatura en la zona de corte puede ser controlada de manera más eficiente. La contribución de cada gota en términos de su área de esparcimiento, la masa y el calor transferido es fundamental para mejorar la eficiencia general del proceso de fresado. Estos modelos ayudan a optimizar las condiciones operativas, permitiendo un control más preciso del calor y reduciendo la probabilidad de sobrecalentamiento o desgaste prematuro de la herramienta.

Es crucial considerar cómo la combinación de estos modelos de transferencia de calor influye no solo en la temperatura de la pieza de trabajo, sino también en la calidad del acabado superficial y la longevidad de las herramientas de corte. Si bien la transferencia de calor convectiva a través de aire y lubricante es vital, la interacción de estos factores con otros parámetros del proceso, como la velocidad de corte, la profundidad de corte y la presión de alimentación, también juega un papel decisivo en el rendimiento global de la operación.

¿Cómo la combinación de corte por vibración elíptica ultrasónica y asistencia por descarga eléctrica mejora el desgaste de herramientas y las fuerzas de corte?

En la fabricación moderna, la mejora de la vida útil de las herramientas y la eficiencia del proceso de mecanizado se ha vuelto fundamental. En este sentido, el corte por vibración elíptica ultrasónica (UEVC) y la asistencia por descarga eléctrica (EDA) surgen como técnicas avanzadas que, cuando se combinan, proporcionan beneficios significativos en términos de reducción de desgaste y fuerzas de corte. La investigación reciente revela cómo estas metodologías no solo afectan el desgaste de las herramientas, sino también cómo optimizan las fuerzas de corte y la temperatura de la herramienta durante el proceso de mecanizado.

Uno de los hallazgos clave de los experimentos es que en los métodos convencionales de corte (NC) y en el corte con vibración elíptica ultrasónica (UEVC), se observa una deformación plástica en los bordes de corte, lo que contribuye al desgaste de las herramientas. Sin embargo, en los métodos de corte UEVC y UEVC + EDA, no se observa la formación de una capa de borde acumulado (BUE), lo que generalmente provoca un mayor desgaste. En el caso de los métodos NC y UEVC, la deformación plástica predominante ocurre principalmente en el filo de corte y en la cara lateral de la herramienta. El uso de UEVC reduce esta deformación, debido a que la vibración intermitente permite que la cara lateral de la herramienta se desenganche de la superficie mecanizada. Esto limita el desgaste de la herramienta y prolonga su vida útil.

Por otro lado, la incorporación de la asistencia por descarga eléctrica (EDA) en la técnica de UEVC presenta una notable mejora en comparación con el UEVC convencional. La EDA reduce aún más la deformación plástica en el filo de corte y la cara lateral de la herramienta, lo que se debe a la acción térmica adicional generada por la chispa de plasma. Esta reducción de fricción no solo disminuye el desgaste, sino que también mejora la eficiencia del proceso al permitir una mayor capacidad de corte sin comprometer la integridad de la herramienta.

En cuanto a las fuerzas de corte, la combinación de UEVC con EDA también ha mostrado un rendimiento superior. Se ha demostrado que la implementación de vibración activa en el UEVC reduce significativamente las fuerzas de corte promedio en comparación con los métodos convencionales. Los experimentos muestran que al ajustar parámetros como la distancia de pulso del plasma (Xo), el voltaje de descarga (Vd) y el radio del plasma (Rp), se pueden reducir aún más las fuerzas de corte, especialmente la fuerza principal (Fc). Esto es crucial para mejorar la precisión y eficiencia del proceso de mecanizado, ya que las fuerzas de corte más bajas resultan en menos desgaste de la herramienta y un mejor acabado superficial.

Los resultados numéricos y experimentales también sugieren que, aunque el método de UEVC + EDA reduce las fuerzas de corte, este efecto se vuelve más pronunciado a velocidades de corte más bajas. En condiciones de alta velocidad, la reducción de las fuerzas de corte es menos significativa, lo que indica que la técnica de EDA tiene un mayor impacto en las velocidades de corte más bajas, lo que podría implicar su uso óptimo en aplicaciones específicas donde las velocidades de corte no sean excesivamente altas.

En cuanto a la temperatura de la herramienta, uno de los aspectos más relevantes de la tecnología UEVC + EDA es su capacidad para aumentar la temperatura de la herramienta durante el proceso de corte. Los experimentos muestran que, cuando se combina con EDA, la herramienta alcanza temperaturas significativamente más altas en comparación con el corte convencional. Este aumento de la temperatura no solo mejora la eliminación de material, sino que también permite una mayor flexibilidad en los parámetros de corte, optimizando así el rendimiento del proceso.

La investigación muestra que a velocidades de corte más bajas, el uso de UEVC y EDA puede generar temperaturas de herramienta más altas, lo que se traduce en una mayor eficiencia térmica durante el mecanizado. Sin embargo, la mayor temperatura también puede acarrear desafíos adicionales, como el control térmico de la herramienta y la posible degradación del material de la herramienta si no se maneja adecuadamente. Es esencial, por tanto, monitorear cuidadosamente las condiciones térmicas en procesos donde se utilicen estas tecnologías para evitar daños por sobrecalentamiento.

En resumen, la combinación de corte por vibración elíptica ultrasónica (UEVC) con asistencia por descarga eléctrica (EDA) no solo mejora el desgaste de la herramienta al reducir la deformación plástica, sino que también optimiza las fuerzas de corte y la temperatura de la herramienta, lo que resulta en una mayor eficiencia y vida útil de la herramienta. La clave de esta mejora radica en el control preciso de los parámetros de corte, lo que permite ajustar las condiciones del proceso para obtener los mejores resultados posibles.

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