advanced tool selection for turning thin wall parts in...

Proceedings of the 5th Manufacturing Engineering Society International Conference – Zaragoza – June 2013

Advanced tool selection for turning thin wall parts

in Inconel 718

A. Fernandez-Valdivielso (1), A. Rodríguez(1), G. Urbicain(1), L. N. López de Lacalle(1), I. Zamakona(2)

(1) Dept. of Mechanical Engineering - Univ. of the Basque Country (UPV/EHU). E-mail: [email protected] (2) ITP® (Industria de Turbo Propulsores)

RESUMEN

Las aleaciones de base níquel tales como el Inconel 718, son materiales comúnmente utilizados para la fabricación de las piezas rotativas en secciones de alta temperatura de motores aeronáuticos y turbinas de gas. Por tratase de componentes de alta criticidad, es de vital importancia la predicción y el control del daño producido en las operaciones de mecanizado. La integridad de la superficie y el rendimiento funcional de los componentes mecanizados están estrechamente relacionados con las características de la pieza producida, en términos de rugosidad superficial y del estado metalúrgico de la microestructura del material. En este artículo se presenta una metodología destinada a la selección óptima de una plaquita de metal duro para operaciones de tornado de acabado de piezas de pared delgada para la industria aeronáutica. Como factores de evaluación se consideran características propias de cada herramienta e integridad de la pieza mecanizada. Así mismo, se obtiene la relación del nivel de desgaste de la herramienta con los diferentes factores de evaluación.

Palabras clave: Torneado de acabado; Inconel 718; Material de baja maquinabilidad; Integridad superficial; Herramienta de metal duro

ABSTRACT

Nickel base alloys, such as Inconel 718, are materials commonly used for the manufacture of the rotating parts in high temperature sections of aircraft engines and gas turbines. This parts are safety-critical components, therefore the prediction and control of the damage in machining operations is fundamental. Surface integrity and functional efficiency of the machined components are closely related to the characteristics of the produced part, in terms of surface roughness and metallurgical state of the material microstructure. This paper presents a methodology for the optimal selection of a carbide insert for finishing operations in thin wall parts for the aviation industry. As evaluation factors, characteristics of each tool and integrity of the machined part were considered. Likewise, the relationship between the tool wear and the above mentioned evaluation factors were analyzed.

Keywords: Turning; Inconel 718 Nickel Alloy; Difficult to machine material, Carbide tools; Surface Integrity

1. Introducción

El mecanizado de aleaciones termoresistentes supone uno de los mayores retos para el mecanizador puesto que se trata de materiales de alta energía específica de corte. Esta baja maquinabilidad resulta muy agresiva para la herramienta por lo que las condiciones de corte deben ser cuidadosamente seleccionadas de cara a optimizar el compromiso entre productividad y vida de herramienta. Las propiedades responsables de la baja maquinabilidad de las aleaciones base níquel, en particular del Inconel 718 son [1, 2]:

• La resistencia del material se mantiene durante la operación de corte debido a sus magníficas propiedades mecánicas a alta temperatura.


• La presencia de partículas de carburos en su microestructura son las causantes de un desgaste por abrasión del la herramienta de corte

• Tendencia al endurecimiento por deformación plástica de superficie de la pieza, lo que conduce al desgaste de la herramienta en forma de entalla

• La baja conductividad térmica del material conduce a temperaturas por encima de los 1200 °C en la cara de desprendimiento

• Las superaleaciones de base níquel tienen una alta afinidad química con muchos de los materiales de la herramienta, provocando un desgaste por difusión

• La generación de microsoldaduras y adhesión de la aleación de níquel en la herramienta ocurren frecuentemente durante el mecanizado, causando desgaste en entalla y alteraciones de la geometría de la cara de desprendimiento, sobre todo en forma de cráter.

• Debido al alto valor de resistencia del material, las fuerzas de corte son a su vez elevadas, excitando al sistema máquina herramienta provocando vibraciones que se reflejan en la superficie de la pieza.

La generación de calor y la deformación plástica inducida durante el mecanizado afectan a la superficie de la pieza, en concreto a la microestructura de la aleación, en la que se introducen tensiones residuales, generación de grietas y alteraciones microestructurales, así como variación de la microdureza de la zona afectada. Las tensiones residuales afectan particularmente en la vida a fatiga de la pieza mecanizada, aspecto especialmente crítico en piezas del sector aeronáutico que deben tener un excelente comportamiento a fatiga. Por otro lado la existencia de tensiones residuales son responsables en la mayoría de las ocasiones de errores dimensionales que originan importantes problemas a la hora del ensamblaje con el resto de componentes, este fenómeno es más significativo en piezas de pared delgada [3, 4].

Por tanto, se debe extremar el cuidado a la hora mecanizar con el fin de garantizar la integridad superficial del componente. Los parámetros más importantes a controlar son la elección del material de la herramienta, el recubrimiento a proporcionarla, la geometría de corte, la estrategia de mecanizado, la velocidad de corte, el avance por revolución, la profundidad de pasada y la lubricación empleada [5, 6, 7]. Todos estos parámetros han de ser evaluados para lograr un incremento de la vida de la herramienta a fin de mecanizar el material con un filo en correcto estado y conservar de esa manera la integridad superficial de la pieza mecanizada [4].

En el trabajo aquí presentado, se establece la metodología y la selección de un inserto de metal duro para las operaciones de torneado de acabado de piezas de alta criticidad para el sector aeronáutico. Para ello se hace una evaluación de insertos de metal duro de diferentes calidades, binomio de tipo de metal duro y recubrimiento, con distintas geometrías de filo resultado de un estudio previo [8]. El objetivo principal es asegurar la integridad superficial en componentes de pared delgada, para ello se consideran factores como la rugosidad superficial, mecanismo de desgate de las herramientas, esfuerzos de corte y daño en la microestructura del material.

2. Procedimiento experimental

Los ensayos con los diferentes tipos de plaquitas que dan sentido al núcleo de este trabajo, han sido realizados en un centro de torneado de la marca CMZ© modelo TC25BTY. Para su gobierno está dotado de un control numérico de marca Fanuc© tipo 31iT HVi. Las probetas, de forma cilíndrica, con diámetro inicia de 75 mm y 400 mm de longitud, se han realizado en Inconel 718 precipitado según norma AMS 5663, alcanzando tras el tratamiento térmico una dureza comprendida entre 44 - 55 HRC, la composición química del material se recoge en la siguiente tabla.

Tabla 1. Composición de la aleación de base níquel empleada en el estudio

C S Mn Si Cr Mo Co Ti Al B

0.024 0.0004 0.07 0.8 17.95 2.89 0.18 1 0.49 0.004

Fe Cu Ni P Cb W V Cb+Ta Ti+Al Ni+Co

18.03 0.04 53.83 0.009 5.2 0.03 0.03 5.2 1.49 54.01


A la hora de definir la plaquita de corte se seleccionó una geometría estándar, DNMG 150612, de empleo habitual en operaciones de semiacabado y acabado, asegurando de esta forma la existencia en la totalidad de los catálogos de proveedores de herramientas. Las características principales según designación ISO para este tipo de insertos son: forma rómbica de 55°, ángulo incidencia a 0°, longitud de filo de 15 mm y con radio de punta de 1.2 mm. En la Tabla 2, se exponen las plaquitas analizadas así como la nomenclatura empleada para su identificación. La referencia de la plaquita está constituida por el fabricante, la preparación, que hace referencia a la geometría del filo del inserto y la calidad, en la cual se agrupa al binomio sustrato recubrimiento. Para la medición de las principales características de la geometría de corte se empleó un microscopio confocal Leica© DCM 3D, para que las medidas fueran aceptadas, debían proporcionar más del 98% de puntos medidos.

Tabla 2. Tipo de metal duro y recubrimiento de las referencias evaluadas

Fabricante Preparación Calidad Referencia Tipo sustrato Recubrimiento

Fabr. 01 Prep. 01 Cal. 01 01-01-01 micrograno CVD multicapa TiCN-Al2O3-TiN

Fabr. 01 Prep. 02 Cal. 01 01-02-01 micrograno CVD multicapa TiCN-Al2O3-TiN

Fabr. 02 Prep. 01 Cal. 01 02-01-01 micrograno PVD AlTiN-Al2O3

Fabr. 03 Prep. 01 Cal. 01 03-01-01 micrograno PVD multicapa de TiAlN-AlCrN

Fabr. 04 Prov. 01 Cal. 01 04-01-01 submicrograno PVD TiAlN

La denominación del portaherramientas empleado para la totalidad de los ensayos es DDJNR 2525 M15, que proporciona a la plaquita de corte un ángulo de posición de 93°, ángulo de desprendimiento principal y secundario de 6° negativos y un ángulo de incidencia de 6°. Este tipo de cuadradillo dispone de amarre por brida que asegura la repetitividad del posicionamiento de la plaquita.

Para la medición de desgaste en incidencia se empleó un lapa micrométrica de la marca Mitutoyo©

modelo TM-500. La rugosidad fue medida en la superficie de la probeta a pie de máquina mediante el empleo un rugosímetro portátil de la marca Taylor Hobson, modelo Surtronic Duo, con un filtro gaussiano de cut-off igual a 0.8 mm capaz de medir Ra entre 0.1 y 40 µm.

Figura 1. Montaje experimental y sistema de adquisición de datos (sustituir)

Para la adquisición, grabación y posterior análisis de las fuerzas de corte experimentales, se dispuso de un sistema compuesto principalmente por un dinamómetro Kistler© modelo 9257B, conectado a un amplificador de señal tipo 5017, como se muestra en la Figura 1. El procesamiento y manipulación de los datos se lleva a cabo mediante un analizador multicanal OROS gobernado por el software GATE NV 6.2 desde un PC.

La elección de los parámetros de corte se basó en trabajos previos sobre daño del material, en los que se valora la introducción de tensiones residuales y alteraciones microestructurales [8, 9].

Tabla 3. Condiciones de corte para torneado de acabado

Vc [m/min] f [mm/rev] ap [mm] Q [cm3/min] Rateórica 70 0.23 0.2 3.22 1.378


3. Resultados experimentales

3.1 Características geométricas del filo de corte

En la Tabla 4, se presentan las características geométricas más relevantes del filo de corte y de la cara de desprendimiento. Como característica común en los insertos seleccionados se observa que el radio del filo del corte se encuentra comprendido entre 40 y 60 µm.

En lo que respecta a la cara de desprendimiento, si se analiza la geometría de la referencia 02-01-01, plaquita que mayor rendimiento ante el desgaste presentó, se aprecia la existencia de un refuerzo del filo de 0.18 mm. Esta zona, según lo observado experimentalmente, sirve de contención al cráter que se genera en esta cara, dilatando en el tiempo de mecanizado la interacción entre el retraso del filo y el cráter.

Por lo que respecta a la inclinación de la cara de desprendimiento, la primera y tercera referencias apuntadas en la Tabla 4, están dotadas de un ángulo positivo de 15° aproximadamente, mientras que las tres restantes poseen aproximadamente un ángulo positivo de 10°. Al ángulo de la cara de desprendimiento es necesario adicionarle los 6° negativos del posicionamiento en el sistema de sujeción, por lo que en posición de corte, la referencia primera y tercera de la tabla 4, se puede considerar que proporcionan un corte positivo de material, mientras que las dos últimas se comporta de manera menos positiva ante el corte.

Tabla 4. Características geométricas del filo de corte de las plaquitas

Referencia Imagen Topografía 3D Características del filo de corte

01-01-01

01-02-01

02-01-01

03-01-01

04-01-01

3.2 Caracterización del desgaste

El estudio del desgaste de las plaquitas se llevó a cabo mediante la cuantificación del desgaste en incidencia, situando el criterio de parada según lo indicado en la norma ISO 3685:1993, que especifica un VBmáx igual 0.3 mm, de forma que el ensayo se detiene cuando se supera ese valor o se produce la


rotura del inserto. Cada inserto se ensayó dos veces. Se ejecutaron pasadas de cilindrado midiendo al final de cada una el desgaste en incidencia.

En la gráfica de la Figura 2, se representa el desgaste en incidencia en función del tiempo de mecanizado. El desgaste experimentado por los distintos insertos es de similar valor hasta los 18 minutos de mecanizado, a excepción de la referencia 03-01-01. A partir de este punto la velocidad de desgaste es diferente para cada plaquita, siendo la referencia 02-01-01 la que más tarda en alcanzar el desgaste especificado por la norma.

Figura 2. Evolución del desgaste en función del tiempo y mecanismo de desgaste

En todos los casos ensayados el mecanismo de desgaste dominante es de abrasión, teniendo una fuerte repercusión en la cara de incidencia de la plaquita, como se observa en la Figura 2 Este desgaste ocasiona un retraso en la posición del filo de corte. Al mismo tiempo, en la cara de desprendimiento se observa un desgaste en forma de cráter, de mayor dimensión a medida que aumenta el tiempo de mecanizado, así como material adherido en el filo de corte.

En las imágenes de la Figura 2, se expone la geometría inicial del filo de corte, línea negra a trazos, la evolución del desgaste en la cara de incidencia y de desprendimiento. En la cara de desprendimiento, se observa la interacción entre el cráter que se ha generado y el filo de corte, que ya no se encuentra en el radio de punta de la plaquita, línea negra a trazos, sino que se ha retrasado y se ha transformado en un filo recto, línea roja a trazos. Es en este momento se produce inestabilidad en el proceso de corte, el patrón de rugosidad deja de ser el de torneado y se produce una superficie vibrada que perjudica el acabado de la superficie mecanizada.

3.3 Rugosidad superficial

La medición del parámetro de rugosidad Ra[µm] se realizó sobre la probeta, en tres sectores a lo largo de su longitud, inicio, medio y final de la pasada. Con estos valores se realizó la media de la rugosidad de la pasada de cilindrado. Este valor de rugosidad se hizo coincidir en el tiempo con las mediciones de desgaste de las plaquitas.

2

32teóricafRa

rε≈

⋅ (1)

En la gráfica de la izquierda de la Figura 3, se reflejan los resultados de rugosidad obtenidos frente al tiempo de mecanizado, mientras que en la gráfica de la derecha se representa frente al desgaste en incidencia. Tomando como referencia el valor de rugosidad teórica, calculado según la expresión (1), las referencias 01-02-01 y 04-01-01 generan una rugosidad por debajo de la teórica a lo largo de todo el ensayo. Las referencias 01-01-01 y 03-01-01 en una primera fase del ensayo generan una rugosidad superior a la teórica. Estas cuatro referencias tienen un comportamiento común en lo que respecta a la evolución de la rugosidad frente al desgaste, ya que la rugosidad está fuertemente ligada a la geometría del filo de corte, y esta a su vez, se ve afectada por el desgaste en incidencia. Este comportamiento se puede dividir en dos fases. Una primera en la que se produce una disminución progresiva de los valores de Ra medidos hasta que se alcanza el un valor mínimo. A partir de este punto este efecto invierte sus características empeorando la rugosidad a medida que el desgaste aumenta. Esta segunda fase se desarrolla en un periodo de tiempo de menor duración que el primero.


Figura 3. Evolución de la rugosidad en función del tiempo y del desgaste del inserto

El comportamiento de los insertos 01-01-01 y 01-02-01, del mismo fabricante pero distinta geometría, alcanzan el mismo valor mínimo de rugosidad y lo alcanzan para el mismo valor de desgaste en incidencia, próximo a VB=0.2 mm. Mientras que las otras dos referencias alcanzan el valor mínimo para VB=0.25 mm. La referencia 02-01-01, pese a presentar un buen comportamiento ante el desgaste, la rugosidad evoluciona de forma poco satisfactoria a lo largo del ensayo.

3.4 Esfuerzos de corte en función del desgaste

Se han registrado las tres componentes de la fuerza de corte, pero es la componente radial (Fr, ver Figura 1) la que experimenta las variaciones más severas a medida que aumenta el tiempo de mecanizado. En la gráfica de la izquierda de la Figura 4, se expone la evolución del esfuerzo radial en función del tiempo, si se compara con la gráfica de desgaste VB en función del tiempo, se obtiene una relación directa entre ambas. Siendo el inserto que más lentamente experimentada el desgaste el que introduce valores de esfuerzo menores para un mismo tiempo de mecanizado.

Figura 4. Evolución del esfuerzo radial en función del tiempo y del desgaste

Como ya se ha apuntado anteriormente, el desgaste dominante experimentado por los insertos es el que se produce por abrasión en la cara de incidencia. La alteración de la geometría del filo de corte y el aumento de la superficie de contacto entre pieza herramienta tiene consecuencias directas sobre la variación en los esfuerzos de corte. Independientemente del inserto a evaluar, el desgaste experimentado es de similares características en todos ellos, por lo que es posible determinar el esfuerzo de corte originado para un determinado nivel de desgaste, como se puede ver en la Figura 4.

Para la correcta fabricación de componentes de pared delgada, el conocimiento de la variación de la dirección de la fuerza a medida que aumenta el desgaste se trata de un factor de interés, ya que permite tomar decisiones sobre la estrategia de mecanizado y el diseño de utillajes con objeto de evitar deformaciones. En la gráfica de la Figura 5, se representa la fuerza de corte en módulo en función del desgaste en incidencia. Para la obtención del módulo se emplean los valores de las tres componentes de corte adquiridas, axial, radial y tangencial. Al mismo tiempo se representan los cosenos directores de las tres componentes de la fuerza, obtenidas a partir del módulo y de la componente de corte correspondiente. Al tratase de condiciones de corte de acabado, baja profundidad de pasada, el radio de punta de la plaquita es la única parte del filo comprometido en el corte, por ese motivo la


componente en la dirección radial es superior y se convierte en la dirección dominante a medida que el desgaste aumenta. La componente en la dirección axial se mantiene prácticamente constante para cualquier nivel de desgaste, mientras que la componente en la dirección tangencial va disminuyendo.

Figura 5. Variación en módulo y dirección de la fuerza de corte en función del desgaste

3.4 Estudio de daño en el material

A la vista de los resultados expuestos en los anteriores apartados, se seleccionó al inserto de referencia 01-01-01 como el más adecuado para realizar un estudio de integridad. Se tomaron muestras de material mecanizado bajo las condiciones especificadas en la Tabla 3, para cuatro niveles de desgaste en incidencia del inserto: estado inicial, 0.1, 0.2 y 0.3 mm. Tras el proceso de pulido y ataque de las muestras se examinaron en un microscopio óptico. En la Figura 6, se observa el espesor de la capa deformada por debajo de la superficie mecanizada así como la dirección de corte del material. Así pues, el caso más extremo se encuentra para un desgaste de 0.3 mm en incidencia. La capa deformada alcanza un espesor de 90 µm aproximadamente y la deformación plástica origina el alargamiento de la estructura de los granos en la dirección de corte. En el otro extremo se encuentra el caso en el que la herramienta se halla en su estado original, el espesor deformado es aproximadamente de 10 µm sin evidenciar ninguna direccionalidad en la deformación.

Figura 6. Evaluación microestructural del daño en función del desgaste

4. Conclusiones

La vida de los componentes de una turbina de gas es variable dependiendo de su función. En el caso de la turbina de baja presión, los componentes más críticos son los discos de la turbina. Estos componentes se realizan en Inconel 718, con todos los problemas de maquinabilidad que ello supone y en su geometría se encuentran grades áreas de pared delgada. Su fallo se produce a fatiga, y en este aspecto adquiere una gran relevancia la integridad superficial ya que es ésta la que determina bajo un mismo esfuerzo la vida final de la pieza. Dentro de este término de integridad superficial se engloban típicamente los siguientes tres aspectos; daño metalúrgico, tensiones residuales en la superficie y acabado superficial (rugosidad). El valor de estas tres características está directamente determinado por el proceso de mecanizado que se realiza sobre la pieza.

Se han evaluado diferentes herramientas de metal duro para el torneado de acabado de Inconel 718 con objeto de determinar las características idóneas que debe reunir la herramienta. Frente al desgaste la herramienta que mejor comportamiento ha presentado es la realizada a partir de un metal duro micrograno y un recubrimiento PVD de AlTiN-Al2O3. Se observó un comportamiento ante el desgaste similar en los diferentes insertos de torneado. En la cara de incidencia se produce un desgaste por


abrasión, de manera uniforme a lo largo del filo comprometido en el corte, produciendo un retraso en la posición del filo de corte. En ningún caso se aprecia desgaste en forma de entalla. Como consecuencia del proceso de corte y a medida que el desgaste del filo evoluciona la tendencia a aparecer material adherido aumenta. En lo referente a la cara de desprendimiento, se observa desgaste por cráter en las proximidades del filo. La interacción del desgaste en incidencia y de cráter acaba generando inestabilidad en el proceso de corte.

Se ha identificado una fuerte relación entre el valor de la rugosidad superficial y el nivel de desgaste de la herramienta. Desde el estado inicial del inserto hasta un desgaste en incidencia aproximado de 0.2 mm la rugosidad tiende a mejorar a medida que el desgaste aumenta. A partir de este nivel de desgaste este efecto invierte sus características empeorando la rugosidad a medida que el desgaste aumenta. En cuanto los esfuerzos de corte, los distintos insertos evaluados presentan un comportamiento diferente frente al tiempo, pero cuando se estudia frente al desgaste muestran niveles de esfuerzo semejantes con independencia de la geometría de corte y la calidad de la plaquita. Por otro lado, se identifica a la componente radial de la fuerza como la más sensible ante la alteración de la geometría del filo de corte como consecuencia del desgaste en incidencia. La fuerza resultante del proceso de corte varía en dirección en función del nivel de desgaste, lo que ocasiona la deformación en piezas de pared delgada. Por este motivo se ha realizado una estimación de los esfuerzos para la operación de acabado con objeto de mejorar el sistema de sujeción de la pieza o variar trayectorias de mecanizado.

En lo relativo al daño observado en el material, confirma los resultados de rugosidad y de esfuerzos de mecanizado. Una vez superado el desgaste en incidencia 0.25 mm se entra en una zona crítica en la que todos los factores de evaluación empeoran exponencialmente. Así pues, mientras que la capa deformada tiene un espesor de 40 µm con un desgaste de 0.2 mm, para un VB=0.3 mm la capa deformada bajo la superficie alcanza 90 µm.

5. Agradecimientos

Los autores del presente trabajo desean agradecer al Ministerio de Ciencia e Innovación de España por la financiación de este trabajo a través del proyecto INNPACTO Desafío IPT-370000-2010-7, así como a los fondos de la UPV/EHU (UFI 11/29). No se puede obviar la colaboración de las marcas comerciales participantes en las diferentes fases del estudio: Stellram®, Mitsubishi®, Sandvik®, Kennametal®, Walter®, Sumitomo®, Iscar®, Greenleaf®, Korloy®, Safety® y Ceratizit®.

6. Referencias

[1] D. Dudzinski, A. Devillez, A. Moufki, D. Larrouquère, V. Zerrouki, J. Vigneau. A review of developments towards dry and high speed machining of Inconel 718 alloy. Int. J. Mach. Tools Manufact, 44 (2004), pp. 439–56.

[2] D.G. Thakur, B. Ramamoorthy, L. Vijayaraghavan. Study on the machinability characteristics of superalloy Inconel 718 during high speed turning. Materials and Design. 30 (2009), pp. 1718-1725. [3] Rolls Royce, plc (1986). The Jet Engine. 5th ed. England: The Technical Publications Department. 278 [4] Y. Guo, R.M. Saoubi, T. Larsson, et al. Surface integrity analysis of machined Inconel 718 over multiple length scales. CIRP Annals - Manufacturing Technology. (2012), pp. 4-7. [5] A. Bhatt, H. Attia, R. Vargas, V. Thomson. Wear mechanisms of WC coated and uncoated tools in finish turning of Inconel 718. Tribiology International. 43 (2010), pp. 1113-1121.

[6] E. Kose, A. Kurt, U. Seker. The effects of the feed rate on the cutting tool stresses in machining of Inconel 718. Materials and Design. 6 (2007), pp. 165-173.

[7] L. Settineri, M. Giulia, B. Lerga. Properties and performances of innovative coated tools for turning inconel Int. J. Mach. Tools Manufact. 48 (2008), pp. 815-823.

[8] A. Fernández, A. Rodríguez, G. Urbicain, L. N. López de Lacalle. Análisis comparativo de herramientas avanzadas para el torneado de superaleaciones, XIX Congreso Nacional de Ingeniería Mecánica, 2012. [9] A. Devillez, G.L. Coz, S. Dominiak, D. Dudzinski. Dry machining of Inconel 718, workpiece surface integrity. Journal of Materials Processing Tech. 10 (2011), pp. 590-1598.

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