Caracterizacio19 on de las fuerzas de corte y sujecio19 on en

Capı́tulo 6
Conclusiones
En este trabajo se desarrolló un modelo de elementos finitos el cual fue capaz de predecir las fuerzas de empuje necesarias para llevar a cabo el proceso de taladrado en apilados hı́bridos de doble capa. El comportamiento de los materiales se modeló utilizando
la ley constitutiva de Johnson-Cook la cual permitió modelar el comportamiento thermoviscoplástico del Ti6Al4V y el Al-7075-T6, materiales muy utilizados en la industria aeronáutica. Esta ley de comportamiento es la que mejor modela procesos de mecanizado
como el taladrado. El modelo se desarrolló utilizando un software de elementos finitos llamado DEFORM-3D, la herramienta de corte fue simulada como una pieza rı́gida mientras
que las chapas a taladrar como elementos plásticos.
La elección de un modelo lagrangiano combinado con mallados adaptativos fue seleccionado para realizar el proceso de mallado y remallado de las piezas a mecanizar. Siendo
este uno de los puntos crı́ticos en la obtención de buenos resultados ya que de una buena
estrategia de remallado depende gran parte de la convergencia de la solución.
Para validar el modelo de elementos finitos se desarrollaron una serie de casos de estudios los cuales buscaban reproducir ensayos experimentales realizados por Isbilir [1],
RuiLi [2] y Umbrello [3]. En estos ensayos se realizaba el estudio de las fuerzas de empuje, ası́ como la distribución de temperatura al taladrar aleaciones de titanio Ti6Al4V.
Los resultados obtenidos por Rui al taladrar con una broca de 3.97mm a 0.05mm/rev
y 730RP M fueron de fuerzas de 400N y temperaturas alrededor de los 1200o C. Mientras que las predicciones, presentadas en este trabajo, para estos resultados experimentales
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fueron de 440N de fuerza de empuje y temperaturas máximas de 1200o C.
Es importante resaltar que las predicciones de fuerza realizadas con el modelo numérico desarrollado en este trabajo, mostradas en la figura 4.10a, mejoran los resultados obtenidos por Rui Li y que son presentados en la figura 4.10c. Las predicciones numéricas
realizadas por Rui Li presentan muchas oscilaciones respecto al valor medio de la fuerza
de empuje experimental el cual se encontraba en torno a los 400N además de no ajustarse
de la mejor forma al perfil o evolución de la fuerza de empuje experimental presentada en
la figura 4.10b
También se compararon con los resultados experimentales obtenidos por Yang [4], en
este caso se utilizó una broca de 8mm de diámetro con velocidad de rotación de 555RP M
y una velocidad de avance de 65mm/min. Para estas velocidades de corte la fuerza de
empuje obtenida experimentalmente por Yang fue de 800N . Mientras que el modelo de
elementos finitos desarrollado en este trabajo predice una fuerza de empuje en la zona estable en el rango de 700 − 750N , como se mostró en la figura 4.7, lo cual guarda correlación
con los resultados experimentales.
El modelo de elementos finitos desarrollado puede ser utilizado para predecir las fuerzas de corte necesarias para llevar a cabo taladrados a distintas velocidades de corte y
geometrı́a de herramienta ası́ como con otros materiales de altas prestaciones como el titanio. Análisis de desgaste en la herramienta pueden ser llevados a cabo y el estudio de
como influye este desgaste en las fuerzas de corte y en la calidad de los agujeros taladrados, estudios experimentales en estos temas han sido realizados por Pirtini y Shyha
[5, 6].
El modelo desarrollado permitió estudiar la formación de apertura interlaminar al taladrar apilados bimetálicos, en este caso se estudio la secuencia de apilado Al-Ti. Se presentaron tres conjuntos de casos de estudios cuyos resultados se resumieron en la figura
5.21, el primero consistı́a de cuatro puntos de sujeción dispuestos de forma circular a lo
largo de dos lı́neas perpediculares entre si, la distancia equidistante a los apoyos fue variada valores de 2D, 3D y 4D. Para el segundo grupo una configuración lineal fue utilizada,
esta configuración sólo contaba con dos puntos de sujeción a lo largo de una lı́nea. El
tercer conjunto de casos de estudios es similar al segundo grupo, sólo son utilizados dos
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puntos de sujeción pero a diferencia del anterior la distancia entre los puntos de sujeción
fue variada la mitad.
El análisis de los resultados de estos casos de estudio permitieron determinar una zona
dentro de la cual se asegura la no penetración de viruta en la interfase entre las chapas.
Esto resultó de gran importancia ya que este es un efecto el cual se busca eliminar o
por lo menos controlar y cuantificar durante los procesos de taladrado de apilados. Se
determinó que la zona segura se encontraba dentro de una distancia de 4D medida desde
los puntos de sujeción. Esta distancia es independiente de las configuraciones de estudio,
sólo depende de la fuerza y configuración de la pinza. Además se observó la presencia de
zonas de solapamiento en las cuales las áreas de influencia de cada pinza se entrecruzaban
explicando ası́ que las aperturas interlaminares para los casos de estudios 4-*D, los cuales
cuentan con cuatro puntos de anclaje, fueran menores que en los otros casos como se puede
observar en la gráfica 5.21.
La apertura crı́tica utilizada en este trabajo para delimitar la zona segura se determinó a
partir de la suma de la rebaba producida a la salida del taladrado de la chapa de aluminio
y a la entrada de la chapa de titanio. Según Min [7] la rebaba a la salida del taladrado del
Al-7075-T6 presenta una altura en el rango de 610µm a 990µm, mientras que la altura
de la rebaba a la entrada del Ti6Al4V según Liang [8] presenta valores de 10µm a 30µm.
Estos valores arrorjan alturas en el rango de 620µm a 1.2mm. En este trabajo se sumió un
valor de apertura crı́tica de 1.2mm, a partir de la cual se definió la zona segura expuesta
anteriormente.
Por otra parte se observó que la formación de apertura interlaminar se empezó a generar a partir de los 1 − 1.2 segundos los cuales correspondı́an a una profundidad de
0.6239 − 0.7487mm, este instante se representa con la letra A en las gráficas de apertura,
extendiéndose hasta alcanzar una apertura máxima en el momento en que se atraviesa por
completo la primera chapa.
En cuanto a las predicciones de fuerza de corte, los resultados obtenidos y mostrados en
la gráfica 5.23 muestran que para cada uno de los tres grupos de casos de estudio (4 − ∗D,
2 − ∗D y 2 − ∗DH) la fuerza presenta el mismo comportamiento, disminuye a medida
que la distancia de taladrado aumenta respecto a un punto de sujeción de referencia. Este
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C AP ÍTULO 6. Conclusiones
comportamiento se debe a la disminución de la rigidez de la sección a taladrar a medida
que se aumenta la distancia desde uno de los apoyos de referencia.
También se observa una pendiente mayor para los casos 2 − ∗D, siendo la menor las
de los casos 4 − ∗D, por lo cual la pendiente de cada uno de los casos se puede asociar a la
rigidez de cada una de las configuraciones de anclaje, teniendo los casos 4 − ∗D la mayor
rigidez (menor pendiente) y los casos 2 − ∗D la menor rigidez (mayor pendiente). Estos
valores de fuerza contrastan con los resultados experimentales presentados por Chang y
Bone [9], los cuales se encuentran entre valores de 120N y 135N para aleaciones de Al6061-T6. Estos valores son utilizados solamente de referencia ya que el material empleado
en este trabajo fue un Al-7075-T6 además de que las condiciones de contorno difieren de
las utilizadas en los experimentos presentados en el artı́culo citado.
Como trabajo futuro se propone realizar un modelo de elementos finitos implementando un modelo elastoplástico para simular la recuperación elástica que experimenta el
material durante el proceso de taladrado. Esta recuperación elástica sólo juega un papel importante en el análisis de la formación de la apertura interlaminar más no ası́ en el cálculo
de las fuerzas de corte ya que estas se deben principalmente a la deformación plástica
experimentada en la zona de corte.
A dı́a de hoy, aunque el fenómeno de apertura interlaminar es expuesto por algunos
autores como Liang [8], Melkote [10] y Choi [11] no se cuentan con resultados experimentales para validar el modelo numérico, por esto se propone a futuro la realización de
ensayos experimentales orientados a determinar la evolución de la apertura interlaminar
durante todo el proceso de taladrado.
Este mismo Análisis puede ser aplicado al taladrado de apilados hı́bridos los cuales
contengan materiales compuestos en secuencias como titanio/CFRP/aluminio, secuencia
estudiada por Shyha [12].
J. De La Cruz
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REFERENCIAS
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Referencias
[1] O. Isbilir and E. Ghassemieh, “Finite Element Analysis of Drilling of Titanium Alloy,” Procedia
Engineering, vol. 10, pp. 1877–1882, Jan. 2011. [Online]. Available: http://linkinghub.elsevier.com/
retrieve/pii/S1877705811005005
[2] R. Li, “EXPERIMENTAL AND NUMERICAL ANALYSIS OF HIGH-THROUGHPUT DRILLING OF
TITANIUM ALLOYS,” Ph.D. dissertation, The University of Michigan, 2007.
[3] D. Umbrello, “Finite element simulation of conventional and high speed machining of Ti6Al4V alloy,”
Journal of Materials Processing Technology, vol. 196, no. 1-3, pp. 79–87, Jan. 2008. [Online]. Available:
http://linkinghub.elsevier.com/retrieve/pii/S0924013607005171
[4] Y. Yang and J. Sun, “Finite Element Modelling and Simulating of Drilling of Titanium Alloy,” 2009
Second International Conference on Information and Computing Science, pp. 178–181, 2009. [Online].
Available: http://ieeexplore.ieee.org/lpdocs/epic03/wrapper.htm?arnumber=5169155
[5] M. Pirtini and I. Lazoglu, “Forces and hole quality in drilling,” International Journal of
Machine Tools and Manufacture, vol. 45, no. 11, pp. 1271–1281, Sep. 2005. [Online]. Available:
http://linkinghub.elsevier.com/retrieve/pii/S0890695505000076
[6] I. S. Shyha, S. L. Soo, D. K. Aspinwall, S. Bradley, R. Perry, P. Harden, and S. Dawson,
“Hole quality assessment following drilling of metallic-composite stacks,” International Journal
of Machine Tools and Manufacture, vol. 51, no. 7–8, pp. 569–578, 2011. [Online]. Available:
http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0890695511000897
[7] S. Min, D. A. Dornfeld, J. Kim, and B. Shyu, “FINITE ELEMENT MODELING OF BURR FORMATION
IN METAL CUTTING,” Machining Science and Technology, vol. 5, no. 3, pp. 307–322, Nov. 2001.
[Online]. Available: http://dx.doi.org/10.1081/MST-100108617
[8] J. Liang and S. S. Bi, “Experimental Studies for Burrs in Dry Drilling of Stacked Metal
Materials,” Advanced Materials Research, vol. 129-131, pp. 959–963, Aug. 2010. [Online]. Available:
http://www.scientific.net/AMR.129-131.959
[9] S. S. Chang and G. M. Bone, “Thrust force model for vibration-assisted drilling of aluminum 6061-T6,”
International Journal of Machine Tools and Manufacture, vol. 49, no. 14, pp. 1070–1076, Nov. 2009.
[Online]. Available: http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0890695509001473
[10] S. N. Melkote, T. R. Newton, C. Hellstern, J. B. Morehouse, and S. Turner, “Interfacial Burr Formation in
Drilling of Stacked Aerospace Materials,” in Proceedings of the CIRP International Conference on Burrs.,
J. C. Aurich and D. Dornfeld, Eds.
Berlin, Heidelberg: Springer Berlin Heidelberg, 2010, pp. 89–98.
[Online]. Available: http://link.springer.com/10.1007/978-3-642-00568-8
[11] J. Choi, S. Min, D. Dornfeld, and M. Alam, “MODELING OF INTER-LAYER GAP FORMATION IN
DRILLING OF A MULTI-LAYERED MATERIAL,” Consortium on Deburring and Edge Finishing, Laboratory for Manufacturing and Sustainability, UC Berkeley, p. 7, 2003.
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REFERENCIAS
[12] I. Shyha, S. L. Soo, D. K. Aspinwall, S. Bradley, S. Dawson, and C. J. Pretorius, “Drilling of
Titanium/CFRP/Aluminium Stacks,” Key Engineering Materials, vol. 447-448, pp. 624–633, Sep. 2010.
[Online]. Available: http://www.scientific.net/KEM.447-448.624
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