ES2338307T3 - Un aparato y metodo de enfriamiento criogenico para operaciones de corte de alta energia. - Google Patents

Abstract

Método para mecanizar una pieza a trabajar (88) con una herramienta de corte (70) que está incorporada en una operación de corte de piezas a trabajar de energía elevada y formadora de virutas (86), utilizando un método para enfriar la herramienta de corte que comprende las etapas de: proporcionar un suministro de un fluido criogénico; y suministrar un chorro de expansión libre del fluido criogénico (72) a la herramienta de corte, caracterizado porque el chorro se estabiliza, en el que el chorro es pulsante con una amplitud inferior al 25% de su caudal medio a lo largo del tiempo, con la condición de que cuando la amplitud de los impulsos supera el 25% del caudal medio a lo largo del tiempo, el chorro se estabiliza en el corte de energía elevada para realizar un impulso con un ciclo de tiempo inferior a 10 segundos, en el que la herramienta de corte tiene un filo de corte y en el que un medio para liberar el chorro de fluido criogénico estabilizado de expansión libre a la herramienta de corte tiene, como mínimo, un punto de descarga separado del filo de corte a una distancia superior o igual a 0,254 cm (0,1 pulgadas) e inferior a 7,62 cm (3,0 pulgadas), en el que el chorro de fluido criogénico estabilizado de expansión libre tiene una temperatura por debajo de - 150ºC, en el que el fluido criogénico tiene una presión superior o igual a 172,25 kPa (25 psig) e inferior o igual a 1722,5 kPa (250 psig) inmediatamente antes de descargarlo, como mínimo, de un punto de descarga, y en el que el chorro del fluido criogénico estabilizado de expansión libre tiene un caudal másico uniforme superior o igual a 0,227 kg/minuto (0,5 libras/minuto) e inferior o igual a 2,27 kg/minuto (5,0 libras/minuto).

Description

Un aparato y método de enfriamiento criogénico para operaciones de corte de alta energía.

Antecedentes de la invención

La presente invención se refiere al sector del mecanizado de materiales mediante corte (por ejemplo, conformar piezas mediante la eliminación del material en exceso en forma de virutas) y, más particularmente, del mecanizado de materiales mediante el corte con herramientas de corte enfriadas de forma criogénica.

A lo largo de esta solicitud se citan numerosas referencias, incluyendo las notas finales que aparecen después de la descripción detallada de la invención. Cada una de estas referencias se incorpora por referencia en la presente invención con respecto a las partes pertinentes de las referencias citadas en la presente invención.

Tal como se utiliza en la presente invención, el término "corte" incluye, pero sin limitarse al mismo, las siguientes operaciones: torneado, perforación, separación, ranurado, refrentado, planeado, fresado, taladrado y otras operaciones que generan virutas continuas o virutas fragmentadas o segmentadas. El término corte no incluye: rectificado, mecanizado por electroerosión, corte mediante ultrasonidos o corte por erosión mediante chorro a presión elevada, es decir, operaciones que generan virutas muy finas que no tienen una forma muy bien definida, por ejemplo, polvo o
partículas.

El corte de materiales duros o difíciles de mecanizar, así como el corte a velocidad elevada de materiales de todos los grupos, excepto el grupo con punto de fusión bajo, incluyendo zinc o polímeros, conducen a niveles muy elevados de energía disipada en la herramienta de corte. La Tabla 1 siguiente presenta ejemplos de mecanizado fácil y difícil de metales ferrosos y no ferrosos con sus respuestas de mecanizado modificadas tanto por la composición como por la condición termomecánica. Los materiales caracterizados por una potencia unitaria (P_{c}) superior a 1 hp/pulg^{3}/minuto, una energía unitaria (E_{c}) superior a 2,7 J/mm^{3}, y/o una dureza superior a 30 HRC se consideran difíciles de mecanizar. En el caso de aceros u otros metales que funden por encima de 1.400ºC, el mecanizado a velocidad elevada resulta difícil incluso si el nivel de dureza es de sólo 25 HCR.

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(Tabla pasa a página siguiente)

TABLA 1 Ejemplos de dureza, potencia, energía y temperatura halladas en el corte^{(1)}

1

Notas:

1.

Potencia unitaria - potencia en la herramienta de corte requerida para eliminar el material a trabajar a la velocidad de 1 pulgada^{3}/min

2.

Energía unitaria - energía total disipada por la herramienta de corte al eliminar 1 mm^{3} de material. 1,0 hp/pulgada^{3}/min = 2,73 J/mm^{3}

3.

Los valores promedio de la potencia unitaria indicados anteriormente requeridos en el torneado son válidos para herramientas afiladas de acero rápido (HSS) y de carburo (WC-Co) que cortan dentro de una gama de avances de 0,005 a 0,020 pulgadas por revolución y excluyen el factor de eficiencia del husillo. Los valores promedio de la potencia unitaria requerida en el fresado pueden variar en +/- 10%.

4.

Los valores de la potencia unitaria deben multiplicarse por un factor de aproximadamente 1,25 en el caso de corte con herramientas desafiladas o con herramientas caracterizadas por una geometría con un ángulo de ataque negativo.

5.

El incremento nominal calculado anteriormente de la temperatura de la viruta es una estimación que supone: (1) un calor específico constante de material a trabajar a lo largo de todo el intervalo de temperaturas, (2) no existen pérdidas de energía en el material a trabajar y la herramienta, y (3) una distribución uniforme de temperaturas a lo largo del grosor de la viruta que incluye la interfase de contacto viruta/herramienta en la denominada zona secundaria de cizallado.

La Tabla 1 también muestra cómo la potencia unitaria y la energía unitaria se traducen en temperaturas elevadas de la viruta elaborada que está en contacto con la herramienta de corte. Es evidente que los materiales de energía elevada y las condiciones de corte requieren calidades de herramienta que mantengan la dureza a las temperaturas más elevadas - calidades duras, pero frágiles, de carburos cementados (WC-Co) e, idealmente, materiales no metálicos avanzados para herramientas que ofrecen un nivel máximo de dureza a costa de una resistencia a la rotura reducida y una tenacidad a la fractura reducida.

La Tabla 2 siguiente resume los valores habituales de la resistencia a la rotura transversal (TRS) y la tenacidad a la fractura (K_{tc}) de los grupos principales de materiales de herramientas.

TABLA 2 Propiedades seleccionadas de HSS, carburo y materiales de herramientas avanzados - cermets, cerámicos y diamante^{(2)}

2

Comparando el acero rápido tradicional (HSS) y las calidades más tenaces de carburos cementados que contienen más aglutinante de cobalto, los materiales no metálicos avanzados para herramientas son significativamente más frágiles, es decir, sensibles a irregularidades en la carga por tensiones, en irregularidades en la carga térmica o choque por tensiones de enfriamiento o térmicas. Las herramientas con un valor de TRS inferior a 3 GPa (3000 MPa) y un valor de K_{tc} inferior a 10 MPa m^{1/2} se consideran quebradizas y propensas a una fractura rápida en condiciones de corte de energía elevada. De este modo, la comunidad del mecanizado es consciente de la necesidad de evitar el uso de fluidos convencionales de corte cuando se mecaniza con estos materiales de herramienta frágiles o, si es posible y práctico en una operación de corte determinada, utilizar materiales de herramienta frágiles con extrema precaución mediante una inmersión completa y uniforme de la herramienta, viruta y zona de contacto.

Por ejemplo, numerosas publicaciones y recomendaciones de los fabricantes de herramientas alertan a los operadores del mecanizado del problema de la corta duración de las herramientas cerámicas en contacto con fluidos convencionales de corte. A pesar de las deficiencias inherentes, por ejemplo, piezas a trabajar sobrecalentadas, precisión dimensional reducida, o riesgo de incendio de las virutas, se recomienda el mecanizado en seco si se utilizan herramientas duras, pero quebradizas. P.K. Mehroira de Kennametal enseña en "Applications of Ceramic Cutting Tools" (Aplicaciones de las herramientas de corte cerámicas), Vol. 138-140 (1998), Capítulo 1, pág. 1-24: "el uso de refrigerantes no está recomendado cuando se utilizan estas herramientas para mecanizar aceros debido a su baja resistencia al choque térmico" R. C. Dewes y D.K. Aspinwall ("The Use of High Speed Machining for the Manufacture of Hardened Steel Dies" (La utilización del mecanizado a alta velocidad para la fabricación de matrices de acero templado), Trans. of NAMRI/ISME, Vol. XXIV, 1996, pág. 21-26) analizaron una gama de herramientas de óxido y nitruro que incluyen: 71% Al_{2}O_{3}-TiC, 75% Al_{2}O_{3}-SiC_{w}, 50% CBN-AlB_{2}-AlN, 50% TiC-WC-AlN-AlB_{2}, 80% CBN-TiC-WC, así como 95% CBN-Ni/Co. Observaron que el uso de un fluido convencional de enfriamiento aplicado mediante inmersión o pulverización daba lugar a la reducción de la duración de la herramienta en más de un 95%, a excepción de la alúmina reforzada con monofilamentos, en que la duración se acortó aproximadamente en un 88%. T.J. Broskea y otros han publicado en GE Superabrasives, en MMS Online (www.mmsonline.com/articles) y otros, resultados de pruebas similares en insertos de corte con PCBN que muestran fallos importantes en la herramienta debido a desconchaduras por fragilidad al contacto con el fluido de enfriamiento.

La Tabla 3 siguiente representa las condiciones de mecanizado habituales recomendadas en la técnica anterior para un conjunto de materiales a trabajar y materiales de herramientas. Aunque diferentes combinaciones de profundidad de corte (DOC), velocidad de avance (F), velocidad de corte (Vc) y potencia unitaria (Pc), conducen a niveles elevados o bajos de potencia total (P), el valor más importante que caracteriza el corte de energía elevada y crítico para la duración de la herramienta es el flujo de potencia (P_{f}), que se calcula dividiendo P por el área de sección transversal de una viruta no deformada (el producto de DOC y F).

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(Tabla pasa a página siguiente)

TABLA 3 Ejemplos de condiciones de mecanizado recomendadas en la técnica anterior para una gama de variables de corte, incluyendo materiales a trabajar, niveles de dureza del trabajo y materiales de las herramientas

3

Notas:

La potencia de corte, el flujo de potencia y el índice de velocidad se estiman a partir de los datos de la tabla 1.

\quad

Las referencias para las condiciones de mecanizado - IAMS y ASM se indican en la tabla 1

Flujo de potencia = Potencia total/DOC/F

1 hp/pulg.^{2} = 1,15 W/mm^{2}

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Los ejemplos representativos de la tabla 3 no pretenden ser una lista exhaustiva. Los expertos en la materia comprenderán que son posibles muchas otras condiciones que darían lugar a disposiciones similares.

Unos valores elevados del flujo de potencia indican la magnitud de alteración potencial de la carga termomecánica de la herramienta o irregularidades en el enfriamiento de la herramienta. Sólo las herramientas de HSS y ciertas herramientas de carburo cementado operan dentro de la gama de condiciones de corte en las que se pueden despreciar las irregularidades del proceso. Al ser un producto de la velocidad de corte y la potencia unitaria, el flujo de potencia indica si un determinado grupo de condiciones de mecanizado conduce a una situación de corte de energía elevada. Si se selecciona una velocidad de corte para una herramienta determinada, la profundidad de corte y el avance, son superiores a la velocidad de corte recomendada por el fabricante de la herramienta, y/o el material a trabajar requiere una potencia de corte unitaria superior a 1 hp/pulg.^{3}/minuto, el valor del flujo de potencia resultante supera el valor del flujo de potencia convencional y la operación se puede clasificar como un corte de energía
elevada.

Aunque la industria del mecanizado tiene unos fuertes incentivos económicos para aumentar las operaciones de corte en una gama de energía elevada, están limitadas por el sobrecalentamiento de la herramienta, unos valores elevados del flujo de potencia y la incapacidad de eliminar la energía de corte de las herramientas de una manera uniforme requerida para evitar fallos mecánicos rápidos. Todos los materiales de las herramientas, incluyendo HSS, carburos y cerámicos refractarios, presentan una cosa en común - a medida que aumenta la temperatura del material de la herramienta, el material de la herramienta se ablanda y puede desarrollar tensiones internas localizadas (debido a la dilatación térmica, especialmente si se combina con una conductividad limitada), tal como se describe por E. M. Trent y P.K. Wright en "Metal Cutting" (Corte de Metales), 4ª Ed., Butterworth, Boston, Oxford, 2000, y el Manual ASM sobre "Machining, Ceramic Materials" (Mecanizado, Materiales Cerámicos). Esto plantea límites en la dureza de las piezas a trabajar, la velocidad de corte, y el flujo de potencia durante el mecanizado. Con los métodos de mecanizado convencionales, la industria es incapaz de hacer frente al problema del enfriamiento satisfaciendo a la vez las otras necesidades indicadas anteriormente. Otros problemas a los que se enfrenta la industria del mecanizado incluyen problemas significativos relacionados con el medioentorno y la salud asociados con los fluidos convencionales de corte y los refrigerantes utilizados actualmente en la industria. Por ejemplo, el dióxido de carbono (CO_{2}), un refrigerante industrial utilizado habitualmente, es un generador del efecto invernadero. Además, dado que el CO_{2} es más denso que el aire, presenta un problema potencial de asfixia. Además, el CO_{2} presenta la posibilidad de provocar corrosión ácida, ya que es soluble en agua. Los freones y sustitutos de los freones, otros refrigerantes utilizados habitualmente, también son generadores del efecto invernadero y reductores del ozono. Estas sustancias también son explosivas y/o tóxicas cuando se calientan en contacto con sólidos calentados al rojo. Entre otros refrigerantes que pueden ser explosivos se incluyen los hidrocarburos gaseosos y el amoniaco licuado. Los refrigerantes, tales como aire criogénico/licuado con oxígeno en el mismo, pueden dar lugar a incendios de las virutas.

Existe una cantidad relativamente grande de publicaciones de la técnica anterior que se refieren a refrigerantes criogénicos de herramientas, incluyendo: el documento WO 99/60079 (Hong) y las Patentes de Estados Unidos Nos.: 5.761.974 (Wang y otros), 5.901.623 (Hong), 3.971.114 (Dudley), 5.103.701 (Lundin y otros), 6.200.198 (Ukai y otros), 5.509.335 (Emerson) y 4.829.859 (Yankoff). Sin embargo, ninguna de estas publicaciones ni otras referencias de la técnica anterior descritas en la presente invención resuelven los problemas descritos anteriormente ni satisfacen las necesidades indicadas a continuación.

La Patente de Estados Unidos No. 5.761.974 (Wang y otros) da a conocer un depósito como cubierta enfriado criogénicamente colocado en la parte superior de la herramienta de corte, tal como se muestra en la figura 1A de la presente invención (correspondiente a la figura 1 de Wang y otros). El método y el aparato de Wang proporcionan un enfriamiento uniforme y estable, a excepción de que el depósito requiere de un utillaje especial y un reposicionado si la profundidad del corte y/o el avance cambian durante las operaciones de corte. Dichos requerimientos y limitaciones tienen un coste prohibitivo y son inaceptables en el entorno del mecanizado industrial.

La Patente de Estados Unidos No. 5.901.623 (Hong) da a conocer un fluido criogénico que se pulveriza sobre el rompe-virutas que está situado de manera adyacente a la cara de ataque para elevar una viruta desde la cara de ataque después de cortar la viruta de la pieza a trabajar. Véanse las figuras 1B y 1C (correspondientes a las figuras 3 y 7B de Hong). El método de Hong no proporciona un enfriamiento uniforme de toda la herramienta de corte, lo cual es deseable en el caso de herramientas duras pero quebradizas utilizadas en operaciones de corte de energía elevada. Además, la tobera rompedora de virutas de Hong requiere de un utillaje especial y un reposicionado si la profundidad del corte y/o el avance cambian durante el corte. Dichos requerimientos y limitaciones tienen un coste prohibitivo y son inaceptables en el entorno del mecanizado industrial.

La Patente de Estados Unidos No. 3.971.114 (Dudley) da a conocer un aparato para el enfriamiento criogénico de herramientas y un método en el que la herramienta está encaminada internamente, el paso interior está térmicamente aislado y el chorro de refrigerante se inyecta en un ángulo preciso en el interfaz entre el filo de la herramienta y la pieza a trabajar, de manera que el corte de las virutas de la pieza a trabajar no interfiere con el chorro. Véanse las figuras 1D y 1E de la presente invención (correspondiente a las figuras 2 y 3A de Dudley). Este método tampoco proporciona el enfriamiento uniforme deseable de las herramientas de corte duras pero quebradizas utilizadas en operaciones de corte de energía elevada. Además, requiere un utillaje implicado especial. Este requerimiento tiene un coste prohibitivo y es inaceptable en el entorno del mecanizado industrial.

La Patente de Estados Unidos No. 5.103.701 (Lundin y otros) da a conocer un método y un aparato para la el mecanizado con diamante de materiales que reaccionan de manera perjudicial con herramientas de corte de diamante en las que tanto la herramienta de corte como la pieza a trabajar se enfrían hasta temperaturas criogénicas. El método y el aparato requieren una modificación fundamental de toda la máquina herramienta y de la manipulación de la pieza a trabajar, algo que tiene un coste prohibitivo y es inaceptable en el entorno del mecanizado industrial.

La Patente de Estados Unidos No. 6.200.198 (Ukai y otros) da a conocer un método de corte de materiales metálicos y no metálicos en una atmósfera de gas no combustible, en la que una mezcla ligeramente enfriada de nitrógeno y oxígeno gaseosos, o gas nitrógeno y aire, se insuflan en el área de contacto entre la herramienta y el material a trabajar. La efectividad de este método en operaciones de corte de energía elevada es cuestionable en vista del hecho de que los gases utilizados no son criogénicamente fríos. Se sabe que los chorros de gas aspiran rápidamente aire caliente del entorno, lo que significa que la temperatura del chorro en la superficie de la herramienta es casi la misma que la temperatura del aire del entorno.

La Patente de Estados Unidos No. 5.509.335 (Emerson) da a conocer un sistema de mecanizado criogénico que incluye una cámara con una atmósfera herméticamente cerrada que comprende toda la máquina herramienta y el mecanismo de manipulación del material y que dirige el fluido criogénico hacia una pieza a trabajar retenida mediante un soporte de la pieza a trabajar. La eficacia de este método en operaciones de corte de energía elevada es dudosa, ya que el criógeno enfría el material de la pieza a trabajar, haciéndolo así incluso más duro para cortar la pieza a trabajar. El método no se puede llevar a cabo sin una modificación fundamental de toda la máquina herramienta y la manipulación de la pieza a trabajar, lo cual tiene un coste prohibitivo y es inaceptable en el entorno del mecanizado industrial.

La Patente de Estados Unidos No. 4.829.859 (Yankoff) da a conocer un sistema a una presión muy elevada, que se mezcla mediante impulsos e inyecta CO_{2} convencional fluido y frío en la herramienta, en la pieza a trabajar y en las virutas. Aunque el sistema es muy eficaz para la rotura de virutas largas, genera una neblina de fluido tóxico que no es aceptable por razones medioambientales y de salud. Los costes de capital y operativos del sistema de alta presión son prohibitivos y serían inaceptables en la industria del mecanizado. Sus impulsos de inyección a presión elevada, que frecuentemente se combina con partículas sólidas, pueden afectar a la duración de las herramientas duras pero quebradizas que operan en el modo de corte de energía elevada.

El documento WO 99/60079A2 (Hong), que representa el estado de la técnica más próximo, según el preámbulo de la reivindicación 1, da a conocer una fresa criogénica de corte que incluye tubos de transferencia rotativos y toberas situadas junto a los filos cortantes y expuestas continuamente a las virutas abrasivas que se desprenden de la pieza. Además de la cuestión referida a la duración y los costes de mantenimiento de este sistema, su aplicación en la industria del mecanizado requiere una nueva disposición costosa de los centros de mecanizado existentes, algo no deseado e inaceptable en el medio de producción.

Se desea disponer de un método para mecanizar que proporcione un corte eficaz de los materiales a trabajar que no pueden tolerar fluidos de corte convencionales emulsionados y/o neblinas de aceites, tales como productos médicos o piezas de pulvimetalurgia caracterizadas por una porosidad abierta.

Se desea también disponer de un método para mecanizar una pieza a trabajar que supere las dificultades y desventajas de la técnica anterior para proporcionar unos resultados mejores y más ventajosos.

Breve resumen de la invención

La invención de los solicitantes es un método, según la reivindicación 1, para mecanizar una pieza a trabajar con una herramienta de corte, que está incorporada en una operación de corte de piezas a trabajar con energía elevada y con formación de virutas, utilizando un método para enfriar la herramienta de corte.

Una primera realización del enfriamiento de la herramienta de corte incluye múltiples etapas. La primera etapa es proporcionar un suministro de un fluido criogénico. La segunda etapa es liberar un chorro estabilizado de expansión libre del fluido criogénico a la herramienta de corte. ("Un chorro estabilizado de expansión libre" está definido y comentado en la sección siguiente de descripción detallada de la invención.).

Preferentemente, como mínimo, una parte del fluido criogénico se selecciona de un grupo compuesto de nitrógeno líquido, nitrógeno gaseoso, argón líquido, argón gaseoso y mezclas de los mismos. El chorro estabilizado de expansión libre del fluido criogénico tiene una temperatura por debajo de menos 150 grados Celsius (-150ºC). El chorro estabilizado de expansión libre del fluido criogénico tiene un caudal másico uniforme superior o igual a 0,227 kg/minuto (0,5 libras/minuto) e inferior o igual a 2,27 kg/minuto (5,0 libras/minuto). El chorro estabilizado de expansión libre del fluido criogénico tiene un caudal másico uniforme que presenta un tiempo de los ciclos entre impulsos en el flujo inferior a 10 segundos, siempre que la amplitud de los impulsos supere el 25% de la velocidad del caudal medio en el tiempo. En una variación, la herramienta de corte presenta una superficie de ataque y, como mínimo, una parte del chorro estabilizado de expansión libre del fluido criogénico choca, como mínimo, con una parte de la superficie de ataque. En otra variación, como mínimo, una parte de la herramienta de corte presenta un valor de resistencia a la rotura transversal (TRS) inferior a 3.000 MPa. La herramienta de corte presenta un filo de corte y medios para liberar el chorro estabilizado de expansión libre del fluido criogénico a la herramienta de corte, que tiene, como mínimo, un punto de descarga separado del filo de corte a una distancia superior o igual a 0,254 cm (0,1 pulgadas) e inferior a 7,62 cm (3,0 pulgadas). El fluido criogénico tiene una presión superior o igual a 172,25 kPa (25 psig) e inferior o igual a 1.722,5 kPa (250 psig) inmediatamente antes de la descarga desde, como mínimo, el único punto de descarga.

Breve descripción de los dibujos

La presente invención se describirá a modo de ejemplo haciendo referencia a los dibujos que se acompañan, en los que:

Las figuras 1A a 1E muestran varios dispositivos de la técnica anterior utilizados para enfriamiento criogénico en operaciones de corte o mecanizado;

la figura 2A es una ilustración esquemática de una realización de la presente invención;

la figura 2B es una ilustración esquemática de una realización de la presente invención utilizada en una operación torneado;

la figura 2C es una ilustración esquemática de una realización de la presente invención utilizada en una operación fresado;

la figura 3A es un gráfico que muestra la temperatura de la punta de la herramienta a lo largo del tiempo durante el torneado de energía elevada de acero inoxidable 440C;

la figura 3B es un gráfico que muestra la temperatura a lo largo del tiempo de una punta de la herramienta y una esquina posterior de la herramienta durante el torneado de energía elevada de Ti-6Al-4V ELI;

la figura 3C es un gráfico que muestra la correlación entre ciclos de impulsos de fluido criogénico y la temperatura de la punta de la herramienta durante el torneado de energía elevada de acero inoxidable 440C;

la figura 3D es un gráfico que muestra el efecto de las RPM de una herramienta de corte en el caudal de impacto del fluido criogénico pulsante que alcanza un inserto de corte;

la figura 4 es un gráfico que muestra la duración y la temperatura de la herramienta en el corte de energía elevada de Ti-6Al-4V;

la figura 5A es un gráfico que muestra la duración de una herramienta de compuesto cerámico utilizada en una operación de corte de energía elevada a la velocidad de 300 pies/minuto;

la figura 5B es un gráfico que muestra la duración de una herramienta de compuesto cerámico utilizada en una operación de corte de energía elevada a las velocidades de 300 pies/minuto y 400 pies/minuto;

la figura 6 es un gráfico que muestra el efecto del chorro de fluido criogénico pulsante en la duración del nitruro de boro cúbico bajo ciertas condiciones; y

la figura 7 es un gráfico que muestra el efecto de la presente invención en la composición química de las virutas recogidas en el caso de un material a trabajar de Ti-6Al-4V.

Descripción detallada de la invención

La presente invención se refiere a necesidades fundamentales no resueltas de la industria del mecanizado para producir piezas más limpias de manera más rápida y con un coste menor, y para mejorar las condiciones medioambientales y sanitarias en las operaciones de fabricación. Un factor importante en la reducción de los costes de fabricación es sustituir las operaciones lentas de rectificado en piezas difíciles de mecanizar, por operaciones de corte más rentables. La industria del mecanizado necesita métodos mejorados para el torneado de piezas duras. Otro factor importante, pero que frecuentemente se pasa por alto, es el coste del utillaje y las modificaciones convencionales del proceso. La industria del mecanizado necesita mejoras en el proceso de mecanizado que también minimicen el alcance de las modificaciones requeridas en los equipos y procesos existentes.

La presente invención es un método para mecanizar una pieza a trabajar con una herramienta de corte que está incorporada en una operación de corte de piezas a trabajar de energía elevada y formadora de virutas, utilizando un método para enfriar una herramienta de corte que puede ser estacionaria o estar en movimiento (por ejemplo, en rotación con respecto a la pieza a trabajar), mediante la utilización de un chorro estabilizado de expansión libre (sin limitación) de fluido criogénico. El chorro de fluido criogénico, que puede ser un gas en una fase única, un líquido en una fase única, o una combinación de dos fases, preferentemente es nitrógeno líquido, nitrógeno gaseoso, argón líquido, argón gaseoso, y/o mezclas de los mismos. Sin embargo, los expertos en la materia entenderán que otras mezclas criogénicas de líquidos, gases y partículas sólidas se podrían utilizar como fluido criogénico.

El chorro de expansión libre o sin limitación es un chorro de fluido criogénico expandido desde una presión más elevada a través de una tobera a un entorno o un espacio no confinado. Debido a las diferencias en velocidad, densidad y temperatura, las fuerzas de cizalladura resultantes y los remolinos de mezcla conducen a la aspiración del gas o gases circundantes, tales como el aire del entorno. Un chorro que se expande desde una tobera localizada en un plano liso o sobre el mismo, tal como una superficie de ataque, se expande de forma libre, pero un chorro que se expande entre dos o más planos fijos no se expande de forma libre, ya que aumenta significativamente el efecto de unión a la película limítrofe y se reduce significativamente la aspiración de la atmósfera de gas circundante. (La superficie de ataque es la superficie de la herramienta de corte adyacente al filo de corte que dirige el flujo de la viruta lejos de la pieza a trabajar. En la realización mostrada en la figura 2A, la superficie de ataque es la superficie de la herramienta de corte adyacente al borde cortante que dirige el flujo de virutas -86-. La superficie de ataque puede ser completamente plana, biselada o puede tener una topografía tridimensional más compleja producida por moldeo, o la adición de una placa a efectos de proporcionar un mejor control del flujo de virutas y/o de la rotura de las virutas.)

La tobera para emitir un chorro de expansión libre puede estar formada por una tubería que termina detrás, encima o en la superficie de ataque. Alternativamente, la tobera también puede estar formada en forma de un canal perforado en una abrazadera (80) de sujeción del inserto que soporta la herramienta de corte en el extremo posterior en el interior del soporte de la herramienta (82), tal como se muestra en la figura 2A. La tobera puede estar formada mediante cualquier combinación de componentes mecánicos fijos o ajustables, unidos a una abrazadera que sostiene el inserto o el soporte de la herramienta que presenta canales perforados para la descarga del fluido criogénico desde la distancia deseada en la superficie de ataque y hacia el filo de corte de la superficie de ataque. La figura 2B muestra un ejemplo de una tobera de ángulo ajustable unida a un soporte de herramienta. La salida de la tobera puede ser redonda o plana, vertical u horizontalmente, convergente, recta o divergente. No existen limitaciones particulares en la tobera, siempre y cuando la tobera inyecte un chorro de expansión libre de fluido criogénico en la herramienta desde la distancia deseada en la dirección deseada, estando situada alejada de la viruta.

La figura 2A muestra un aparato (70) explicado en la presente invención en el que un chorro de expansión libre de fluido criogénico (72) está dirigido a la superficie de una punta (74) de una herramienta de corte. El fluido criogénico pasa a través de un tubo de alimentación (76) y a través del orificio (78) que está taladrado a través de una abrazadera (80) para formar una tobera. La abrazadera está unida a un soporte (82) de la herramienta mediante un mecanismo de cierre (no mostrado). El chorro del fluido criogénico se expande desde la tobera sobre la punta (74) del inserto de corte (84). En el modo más preferente de funcionamiento, el chorro de expansión libre termina en la superficie de la punta del inserto de corte. Alternativamente, se puede dejar que el chorro de expansión libre se expanda más hasta alcanzar la viruta (86) que se desprende de la pieza a trabajar, así como a la superficie de la pieza a trabajar alrededor de la viruta y la zona de contacto herramienta/pieza a trabajar.

La realización mostrada en la figura 2A minimiza el alcance de las modificaciones necesarias en la configuración estándar de la herramienta de mecanizado para llevar a cabo la presente invención. La tobera por la que se inyecta el fluido criogénico está incorporada en una abrazadera (80) de metal utilizada habitualmente para sostener los insertos de corte (84) en la posición a trabajar, cuyos insertos de corte pueden estar fabricados de un material frágil. La salida de la tobera y la parte delantero de la abrazadera están situadas lejos de la viruta (86) que se desprende de la pieza a trabajar (88) durante el corte, y nunca están en contacto continuo con la viruta y no participan en la operación de rotura de la viruta.

La ilustración en la figura 2A muestra el sentido (90) de giro (medido en RPM) de la pieza a trabajar (88), la profundidad de corte (DOC) (92), el avance (F = grosor de la viruta no deformada) (94) y la potencia de corte (96).

Las figuras 2B y 2C muestran un modo preferente de aplicación del chorro en las operaciones de torneado y fresado. El chorro del fluido criogénico (72) afecta directamente a la herramienta objetivo. Para la aplicación de torneado (figura 2B), el fluido criogénico entra en el tubo de administración (76) y se descarga desde el conjunto de la tobera (98), que es una tobera de ángulo ajustable. El chorro de fluido criogénico estabilizado de expansión libre se transmite desde el conjunto de la tobera hasta la punta de la herramienta del inserto de la herramienta de corte (84). La longitud axial (100) del chorro desde la salida de la tobera hasta la punta de la herramienta es una característica crítica de la presente invención, tal como se describe en la presente invención. Las flechas (102) indican el arrastre del aire del entorno por el chorro.

En la operación de fresado mostrada de la figura 2C, el chorro de fluido criogénico (72) estabilizado de expansión libre se transmite desde la tobera en el extremo del tubo de suministro (76). La distancia entre la tobera y la herramienta (104) debe ser inferior a tres pulgadas. Las flechas (102) indican el aire arrastrado del entorno. La herramienta gira en la dirección mostrada por la flecha (106) a medida que la pieza a trabajar (88) se mueve en la dirección mostrada por la flecha (108). La figura muestra una profundidad de corte (92), una amplitud de corte (110) y las virutas (86') formadas por el proceso de fresado.

Se prefieren los fluidos criogénicos de nitrógeno y/o de argón (en fase líquida o gaseosa), ya que estos fluidos son inertes, no tóxicos, no corrosivos, aceptables medioambientalmente, y pueden hacerse suficientemente fríos a la salida de la tobera para refrigerar un objetivo alejado, tal como una herramienta de corte, si se inyectan en el objetivo desde una cierta distancia. Los puntos de ebullición del nitrógeno líquido, del argón líquido, y de otros fluidos criogénicos se equilibran con su presión de alimentación hasta alcanzar el siguiente mínimo si se expanden en un medio de presión de 1 atmósfera:

N_{2} líquido: -196ºC = -320ºF

Ar líquido: -186ºC = -302ºF

CO_{2} líquido: -79ºC = -110ºF (punto de sublimación)

Clorofluorocarbono Freón-12 CCl_{2}F_{2} = -30ºC = -22ºF

Un chorro que se expansiona tiende a arrastrar una gran cantidad de gas del entorno, tal como aire a temperatura entorno en las operaciones de mecanizado habituales. El arrastre del aire a temperatura entorno da lugar a una reducción radical de la capacidad de refrigeración del chorro criogénico a una distancia relativamente corta de la salida de la tobera. La Patente de Estados Unidos No. 5.738.281 (Zurecki y otros) da a conocer un método de minimización de este arrastre en el caso de chorros de gases isotérmicos o precalentados. Sin embargo, la patente no da a conocer chorros criogénicos de expansión libre que tienden a expandirse tanto radial como axialmente al mezclarse con entornos más cálidos.

Los solicitantes descubrieron que si un fluido criogénico se inyecta desde una distancia de 0,254 a 7,62 cm (0,1 a 3,0 pulgadas) en la superficie de la herramienta objetivo, tiene una temperatura inicial en la salida de la tobera inferior a menos 150ºC (-150ºC), y tiene un caudal, como mínimo, de 0,227 kg/minuto (0,5 libras/minuto), entonces el chorro de fluido criogénico que llega a la superficie de la herramienta es suficientemente frío y puede aumentar, potencialmente, la duración de la herramienta en condiciones de corte de energía elevada. Los solicitantes también descubrieron que si el caudal del chorro de fluido criogénico supera los 2,27 kg/minuto (5,0 libras/minuto), la difusión excesiva del chorro de fluido criogénico en el interior del área de corte da lugar a un enfriamiento previo perjudicial del material de la pieza a trabajar, un efecto pasajero de endurecimiento de la pieza a trabajar justo más arriba del filo de corte, que lleva a una disminución de la duración de la herramienta. Los solicitantes determinaron asimismo que la presión mínima de descarga requerida para el enfriamiento eficaz de la herramienta es de 172,25 kPa (25 psig). Se establece una presión máxima de 1722,5 kPa (250 psig) por las economías a gran escala de almacenamiento y manipulación de nitrógeno y argón criogénicos; los depósitos grandes más habituales y rentables que contienen estos fluidos criogénicos están especificados hasta 1.584,7 kPa (230 psig) y descargan rápidamente el fluido criogénico comprimido térmicamente y expandible si la presión del fluido criogénico supera los 1.722,5 kPa (250 psig). Los solicitantes admitieron que a efectos de cumplir con las necesidades económicas de la industria del mecanizado, el enfriamiento criogénico de las herramientas implicadas en las operaciones de corte de energía elevada debería ser realizado utilizando un chorro de fluido criogénico originado en un tanque "a granel" grande bajo su propia presión de vapor criogénica. De este modo, los solicitantes optimizaron su procedimiento de enfriamiento de la herramienta para una presión máxima de descarga de no superior a 1.722,5 kPa (250 psig). La presión de descarga es la presión medida en la cara de entrada de la tobera de inyección del fluido criogénico.

El chorro de fluido criogénico de expansión libre debe dirigirse hacia la superficie de ataque, la punta y el filo de corte de la herramienta de corte para maximizar el efecto del enfriamiento. Si se desea el uso de múltiples chorros del fluido criogénico en una operación de corte determinada debido al material a trabajar o a consideraciones geométricas de la herramienta, el chorro primario del fluido criogénico caracterizado por el caudal más elevado debe dirigirse a la superficie de ataque, la punta y el filo de corte. Los solicitantes hallaron como sorprendente e inesperado que el chorro de fluido criogénico chocaba con la superficie de ataque, de manera que el chorro no inducía a fracturas, resquebrajamiento o escisión de materiales duros, pero frágiles, preferentes en las operaciones de corte de energía elevada. Las herramientas avanzadas no metálicas, así como otras herramientas duras, pero frágiles, (caracterizadas por una resistencia a la rotura transversal inferior a 3 GPa o una tenacidad de fractura inferior a 10 MPa m^{0,5}) enfriados según el método de los solicitantes duraron más que el mismo tipo de herramientas funcionando en seco en condiciones de corte de energía elevada. Este descubrimiento es contrario a las enseñanzas de la técnica anterior.

Aunque las razones exactas para los resultados sorprendentes e inesperados (que proporcionan una mejora sustancial sobre la técnica anterior) no son claras, parece que estos resultados pueden ser debido a una combinación de factores. Sin desear ligarse a ninguna teoría en concreto, los solicitantes creen que estos factores incluyen (1) endurecimiento criogénico de todo el material de la herramienta de corte, (2) reducción en las tensiones térmicas inducidas por la expansión en toda la herramienta, y (3) reducción en los gradientes térmicos en las superficies de la herramienta debido al efecto de la película limítrofe y el fenómeno de Leidenfrost, pero no están limitados a los mismos. La película limítrofe es una película pasajera, semiparalizada, controlada por la condición de inyección que "ablanda" el efecto de enfriamiento criogénico y "suaviza" los perfiles térmicos en la superficie enfriada por el choque. El fenómeno de Leidenfrost aparece en mayor o menor grado con todos los líquidos pulverizados en una superficie objetivo que está más caliente que el punto de ebullición del líquido. Las gotas de líquido hierven sobre una superficie caliente y, de este modo, la superficie caliente está protegida por una capa de vapor. En el caso de líquidos criogénicos, especialmente si son más fríos de -150ºC, todas las superficies de la herramienta están calientes, lo cual significa que un chorro habitual de líquido criogénico se desliza sobre una película limítrofe de su vapor sin mojar directamente la herramienta. Esto hace que el perfil térmico de la superficie de la herramienta enfriada por choque sea más suave y puede explicar por qué el chorro de fluido criogénico de expansión libre del solicitante es eficaz en el aumento de duración de las herramientas frágiles. En el caso de un fluido de corte de base oleosa o acuosa, con su punto de ebullición significativamente más elevado que la temperatura entorno, la ebullición tiene lugar sólo a una distancia muy corta del perímetro de la zona de contacto de la viruta en la superficie de la herramienta. Cuando la viruta cambia de dirección durante el corte, o la herramienta de corte se encuentra con una interrupción súbita del corte, dicho fluido convencional se extiende sobre un área superficial más caliente de la herramienta, expuesta súbitamente, donde hierve de manera explosiva, liberando vapor, microgotas y ondas de presión. El grosor de la película limítrofe, fenómeno de Leidenfrost, cambios súbitos en el comportamiento de ebullición con un cambio en la diferencia de temperatura entre el líquido inyectado y la superficie objetivo (inestabilidades hidrodinámicas), así como la importancia de la orientación de la tobera y las condiciones de flujo se han dado a conocer en muchas referencias^{(3)}. Los solicitantes creen que su método, llevado a la práctica dentro de la gama de condiciones de inyección de fluido criogénico descritas anteriormente, favorece la película limítrofe delgada deseada y/o efectos Leidenfrost que, a su vez, evitan la fractura de herramientas frágiles durante la refrigeración y aumentan la duración de la herramienta durante las operaciones de corte de energía elevada.

Tal como se muestra en las figuras 2B y 2C, el método del solicitante y las condiciones para el enfriamiento del chorro de expansión libre pueden superar los inconvenientes de la técnica anterior con respecto a otros mecanizados criogénicos. Dado que la tobera de los solicitantes está situada bastante más atrás del área de formación de virutas y de la zona de contacto pieza a trabajar-herramienta, el avance, la profundidad de corte y otras condiciones del mecanizado podrían cambiarse fácilmente durante una operación determinada sin necesidad de reajustar la colocación de la tobera o sin riesgo de dañar la tobera. De este modo, la industria del mecanizado puede llevar a la práctica la presente invención con costes mínimos, sin interrupciones, aprovechando la flexibilidad operacional que surge del hecho de que la tobera no está unida al inserto de corte ni es dependiente de ninguna forma geométrica concreta del inserto. Un punto clave para el enfriamiento eficaz de la herramienta con el chorro de expansión libre es el ajuste de la velocidad de flujo del fluido criogénico dentro del intervalo de 0,227 a 2,27 kg/minuto (0,5 a 5,0 libras/minuto) y la presión de suministro dentro del intervalo de 172,25 a 1722,5 kPa (25 a 250 psig) a efectos de liberar su capacidad de refrigeración desde la salida de la tobera alejada a la superficie de ataque.

Los solicitantes observaron que un caudal medio de fluido criogénico promedio se considera suficiente a lo largo del tiempo sólo cuando las paredes de la herramienta de corte se hielan durante toda la operación de corte a pesar del hecho de que una cantidad significativa de la energía de corte, es decir, calor, entra en la herramienta a través del área de contacto caliente de la viruta. Si el recubrimiento de escarcha se forma durante el corte cerca del filo de corte y la zona de contacto en las paredes laterales y la superficie de ataque que retrocede hacia el otro extremo de la herramienta, disminuye el efecto de enfriamiento criogénico, indicando la necesidad de incrementar el caudal medio a lo largo del tiempo y/o la presión del fluido criogénico. Cabe indicar que en estas condiciones preferentes, no se espera que se desarrolle ningún recubrimiento de escarcha en el interior del punto de impacto directo del fluido criogénico, un producto libre de humedad de N_{2} y/o Ar. De este modo, una parte de la superficie de ataque y/o la superficie de la pared lateral pueden estar libres de recubrimiento de escarcha debido a un lavado continuo por el fluido criogénico de expansión rápida y libre de humedad.

Una excepción a la regla del recubrimiento de escarcha de la herramienta aparecería si las operaciones de corte se llevarán a cabo en condiciones de humedad muy baja, por ejemplo, en una cámara de atmósfera controlada o en el vacío en el que se pudieran conseguir las ventajas de la presente invención sin producir un recubrimiento de escarcha. Las condiciones atmosféricas normales para el control de la escarcha en la herramienta son una humedad relativa (RH) del 55% más o menos un 20% y una temperatura de 20ºC más o menos 5ºC. El contenido mínimo de humedad para el control de la escarcha es una humedad relativa del 30% a una temperatura, como mínimo, de 10ºC.

Los solicitantes también desarrollaron una técnica de diagnóstico para controlar la operación de corte de energía elevada llevada a cabo según la presente invención y que implica la observación de efectos dinámicos en el interfaz herramienta-pieza a trabajar que pueden cambiar durante cualquier operación concreta, ya que cambian el desgaste de la herramienta o las condiciones de corte. En primer lugar, si la viruta o la superficie a trabajar justo por debajo del filo de corte son de color rojo brillante, o parecen fundirse, o arder, debe aumentarse el caudal y/o la presión del fluido criogénico. En segundo lugar, si la punta de la herramienta o el perímetro del área de contacto de la viruta en la superficie de ataque son de color rojo cereza, no es necesario aumentar el caudal y/o la presión del fluido criogénico, a menos que el recubrimiento helado en la herramienta empiece a reducirse. En tercer lugar, si la punta de la herramienta o el perímetro del área de contacto de la viruta en la superficie de ataque son de color rojo brillante intenso, deben incrementarse el caudal y/o la presión del fluido criogénico independientemente de las condiciones del recubrimiento helado en la superficie de la herramienta. Un incremento ocasional en la temperatura local en el área de contacto pieza a trabajar/herramienta pueden indicar una falta de homogeneidad geométrica o de composición del material a trabajar, y se pueden enfriar fácilmente mediante un incremento del caudal del fluido criogénico en el intervalo indicado de 0,227 a 2,27 kg/minuto (0,5 a 5,0 libras/minuto) en el punto en el que toda la zona de contacto, no sólo la superficie de la herramienta, se enfría en un modo de choque directo por el fluido criogénico.

Una operación de enfriamiento criogénico de la herramienta de corte llevada a cabo según las directrices anteriores proporcionará mejores resultados. Fue sorprendente e inesperado para los solicitantes que su método diera lugar a una mejor resistencia a la fractura de herramientas de corte frágiles durante el corte, una mayor duración de las herramientas implicadas en el corte de energía elevada, y una superficie mejorada del material a trabajar mecanizado, virutas de un acabado especular y un método de control del proceso práctico, de bajo coste basado en la observación visual del recubrimiento de escarcha y de la punta de la herramienta durante el corte. Estos mejores resultados fueron sorprendentes e inesperados para los solicitantes y serían sorprendentes e inesperados para otros expertos en la
materia.

Uno de los problemas técnicos básicos con la transferencia de fluidos criogénicos comprimidos y la descarga de chorros de fluido criogénico de expansión libre es una tendencia a inestabilidades del flujo en los impulsos y en la ebullición, especialmente si los caudales se encuentran por debajo de 0,499 kg/minuto (1,1 libras/minuto), que se solapan con la gama inferior de caudales requeridas por el método del solicitante. Dado que el problema de los impulsos del flujo limitaría significativamente las aplicaciones industriales de los fluidos criogénicos, se han desarrollado un conjunto de sistemas de estabilización del flujo más o menos eficaces que incluyen una combinación de subenfriamiento criogénico por debajo de la temperatura de equilibrio del vapor y una descarga del vapor formado en las líneas de transferencia.

Algunos de los ejemplos más recientes de dichos sistemas de estabilización de flujo se dan a conocer en las Patentes de Estados Unidos Nos. 5.392.608 (Lee), 5.123.250 (Maric), 4.716.738 (Tatge), 4.510.760 (Wieland) y 4.296.610 (Davis). Un método de estabilización del flujo de fluido criogénico a una velocidad de flujo baja en el mecanizado industrial y en aplicaciones de corte fue presentado por Zurecki y Harriott, "Industrial Systems for Cost Effective Machining of Metals Using an Environmentally Friendly Liquid Nitrogen Coolant" (Sistemas industriales para el mecanizado a un coste reducido de metales utilizando un refrigerante de nitrógeno líquido ecológico), Conferencia sobre tecnología de fabricación aerospacial, 2-4 junio, 1988, Long Beach, Ca, Session MP5C, Machining and Machining Processes - Coolants and Process Safety (Mecanizado y procesos de mecanizado - Refrigerantes y seguridad del proceso), Documento No. 981.865, y de Zurecki y otros, "Dry Machining of Metals With Liquid Nitrogen" (Mecanizado en seco de metales con nitrógeno líquido), la 3ª Conferencia Internacional de Mecanizado y Rectificado'99, 4-7 octubre, Cincinnati, Ohio, 1999. Dado que los sistemas descritos varían en el coste y la complejidad, es importante identificar las características clave que determinan la efectividad de un sistema de estabilización del flujo de fluido criogénico en operaciones de corte de energía elevada.

Los solicitantes descubrieron que el ciclo de tiempos del flujo pulsante es crítico para una expansión libre eficaz del chorro de fluido criogénico y un enfriamiento eficaz de la herramienta en condiciones de energía elevada.

La figura 3A muestra un cambio en la temperatura de un inserto duro de corte de WC-Co durante el torneado de energía elevada de acero inoxidable (calidad 440C) sin enfriamiento, es decir, en seco, con enfriamiento convencional por inundación de una emulsión, y con enfriamiento con nitrógeno líquido aplicado según la presente invención. El torneado de energía elevada se realizó a una profundidad de corte de 0,025 pulgadas y un avance de 0,010 pulgadas/vuelta utilizando una herramienta de inserto de carburo descrita de la siguiente manera: CNMG-432, recubierta de PVD, ISO: M01-M20 (K01-K20), Código Industrial: C-3. El chorro de fluido criogénico se conectó unos segundos antes de que la herramienta de corte empezara a cortar, es decir, entrando en contacto con la pieza a trabajar y produciendo virutas. Dicho "tiempo de enfriamiento" es suficiente para enfriar previamente las herramientas o insertos más habituales hasta las temperaturas criogénicas requeridas para llevar a cabo la invención. El chorro criogénico utilizado en esta prueba se estabilizó utilizando un ligero subenfriamiento y el chorro resultante era constante, sin intervalos perceptibles de impulsos o cambios de magnitud del caudal.

En base a los experimentos mediante enfriamiento con fluido criogénico de las herramientas de corte en operaciones de corte de energía elevada, es fácilmente detectable y significativa para el resultado del enfriamiento una amplitud de pulsaciones del chorro de más de un 25% del caudal medio a lo largo del tiempo. Una pulsación del chorro con una amplitud inferior al 25% de su caudal medio a lo largo del tiempo se puede considerar un chorro estable para todos los fines prácticos. Las temperaturas mostradas en la figura 3A se registraron con la punta de un microtermopar situado a 1,41 mm detrás del filo de corte y 1,41 mm por debajo de la superficie de ataque, en el interior de la punta del inserto junto al filo de corte. En las tres operaciones de mecanizado indicadas en la figura 3A, el retraso de tiempo entre el inicio del corte y la onda de calor que se difunde desde el filo y que llega a la punta del termopar fue de uno a dos segundos. Después de este retraso, la temperatura se estabilizó a su propio nivel característico que refleja la efectividad del enfriamiento de la herramienta: menos 200ºF (-200ºF = -129ºC) para el enfriamiento con chorro de nitrógeno líquido, más 150ºF (+150ºF = +65ºC) para el enfriamiento por inundación convencional, y más de más 300ºF (+300ºF = +149ºC) para el corte en seco. El ascenso continuo de la temperatura en el caso del corte en seco reflejaba una acumulación de calor progresiva y un desgaste de la herramienta de corte que conducía a un incremento del flujo de la energía de corte que penetraba en la herramienta.

La figura 3B muestra el cambio con el tiempo en la temperatura de la punta del extremo delantero de un inserto (junto al filo de corte) y en la temperatura del canto posterior del inserto durante el torneado de energía elevada de Ti-6Al-4V ELI. El tipo de inserto utilizado en la figura 3B es el mismo que en la figura 3A, pero las condiciones de corte son mucho más rigurosas y el caudal del nitrógeno líquido aplicado para el enfriamiento es inferior que el requerido en el método de los solicitantes. El torneado de energía elevada, en este caso (figura 3B), fue con una profundidad de corte de 0,305 cm (0,120 pulgadas), un avance de 0,0254 cm/vuelta (0,010 pulgadas/vuelta) y una velocidad de corte de 70,1 m/minuto (230 pies/minuto). Unos segundos después del inicio del corte, el recubrimiento de escarcha sobre el inserto se reduce y empieza a desaparecer completamente de sus paredes, mientras que la punta del extremo delantero se calienta hasta el punto de emitir luz roja. El enfriamiento deficiente y desequilibrio térmico dan lugar a un rápido desgaste de este inserto.

La figura 3C muestra una ampliación de la parte inicial en estado no constante de los gráficos de la temperatura de la figura 3A. Más específicamente, la figura 3C muestra la correlación entre el ciclo de los impulsos del fluido criogénico y la temperatura de la punta de la herramienta en el torneado de energía elevada de acero inoxidable (calidad 440C). En este gráfico se superponen dos perfiles de flujo pulsante diferentes para mostrar el efecto de la frecuencia y del desplazamiento de fase en el enfriamiento del inserto durante los primeros segundos del corte. Si el ciclo de tiempos en los impulsos del fluido criogénico es corto en comparación con el retraso de 1-2 segundos en el calentamiento de la punta del extremo delantero, el material del inserto "no es capaz de sentir" la pulsación y se comporta como si el material del inserto se enfriara mediante un chorro constante que impacta la herramienta con un caudal medio a lo largo del tiempo. Si el ciclo de tiempos en los impulsos del fluido criogénico es largo en comparación con el retraso de tiempo de 1-2 segundos, el material del inserto se puede subenfriar o sobreenfriar temporalmente dependiendo del desplazamiento de fase entre la amplitud del chorro y el intervalo de retraso del inicio. Lo primero tiene como resultado un exceso peligroso de la temperatura de la punta del extremo delantero que conduce a una desviación brusca de la temperatura, tal como se muestra en la figura 3B, y a un rápido desgaste de la herramienta. Dado que la sincronización de la fase de impulsos del chorro con el intervalo de retraso no es práctica y es difícil en las condiciones de corte industriales, la mejor solución práctica es utilizar un chorro de fluido criogénico sin impulsos o que ha sido estabilizado de manera suficiente para realizar unos impulsos con un ciclo de tiempo más corto que el retraso inicial de una herramienta determinada.

La tabla 4 siguiente detalla las condiciones de corte de energía elevada utilizadas durante las pruebas representadas en las figuras 3A, 3B y 3C.

TABLA 4 Evaluación de las condiciones de mecanizado en los ejemplos de prueba presentados

Notas:

La potencia de corte, el flujo de potencia y el índice de velocidad se estiman a partir de los datos de la tabla 1.

\quad

Referencias para las condiciones de mecanizado - sandvik coromant y sumitomo

4

5

Flujo de potencia = Potencia total/DOC/F

La figura 3D muestra el efecto del enfriamiento por el chorro a impulsos en el caso de una herramienta rotativa como la fresadora de corte mostrada en la figura 3B. Más específicamente, la figura 3D muestra el efecto de las RPM de un cortador en el caudal de impacto del fluido criogénico pulsante que alcanza el inserto de corte en las siguientes condiciones: ciclo de tiempo del chorro de fluido criogénico de 8,0 segundos y cortador a 60 RPM, desplazamiento de fase de 0,4 radianes entre el chorro y el cortador, caudal medio del chorro de 1,362 kg/minuto (3,0 libras/minuto), desviación del caudal del chorro = +/- 50%, y caudal medio de impacto = (0,681 kg/minuto (1,6 libras/minuto)). Dado que las fresas de corte industriales operan a velocidades de giro (rpm) elevadas con una frecuencia de rotación variando habitualmente desde 1 Hz a 700 Hz, el ciclo de tiempos del flujo del chorro pulsante de aproximadamente 8 segundos (0,125 Hz), se divide en secciones cortas que son "invisibles" para el filo de corte giratorio. De hecho, la herramienta se comporta como si se hubiera enfriado mediante el chorro de fluido criogénico con impulsos en su frecuencia "baja" original, pero impacta la herramienta con un caudal reducido por el efecto de las rpm superpuestas en el caudal del chorro pulsante medio a lo largo del tiempo. Este descenso en el caudal de impacto del fluido criogénico se podía compensar mediante el incremento del caudal de descarga medio del chorro en la tobera. La importancia práctica de este ejemplo es que ningún ajuste del caudal puede compensar un ciclo de tiempos de los impulsos del chorro excesivamente largo. En base a los datos disponibles, los solicitantes creen que existe un valor limitativo para el ciclo de tiempos (o frecuencia) en los impulsos del chorro y que un chorro de fluido criogénico no constante con impulsos más lentos que el valor limitativo sería un refrigerante ineficaz para operaciones de corte de energía elevada independientemente del caudal medio a lo largo del tiempo.

El intervalo de tiempo de uno a dos segundos requerido para alcanzar una condición de estado constante en la parte delantera de corte del inserto duro de carburo WC-6Co, tal como se muestra en las figuras 3A y 3B, está en línea con la determinación experimental y numérica de J. Lin y otros, "Estimation of Cutting Temperature in High Speed Machining" (Estimación de la temperatura de corte en mecanizado de alta velocidad), Actas. of the ASME, Vol. 114, julio 1992, pág. 289-296. Su valor es el valor limitativo del ciclo de tiempos de los impulsos requeridos para un enfriamiento eficaz por el fluido criogénico de, específicamente, calidades más duras de herramientas de carburo en operaciones de corte de energía elevada. Dado que su valor se iguala con la difusividad térmica del material de la herramienta, los solicitantes lo evaluaron para una gama de herramientas duras, pero frágiles, que son preferentes en operaciones de corte de energía elevada. Véase la Tabla 5 siguiente.

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TABLA 5 Tiempo requerido para alcanzar la temperatura del estado constante en la superficie de ataque de la herramienta basado en los datos de prueba para el inserto de WC-Co^{(4)}

6

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Debido a la difusividad relativamente baja en comparación con la herramienta de carburo, se observó que las herramientas de base Al_{2}O_{3} y de bajo contenido en PCBN transportan el calor del filo de corte aproximadamente 2,5 a 5 veces más lentamente. De este modo, para el tiempo de retraso de uno a dos segundos de duración registrado en la figura 3A, el tiempo de retraso para Al_{2}O_{3} variará aproximadamente de 5 a 10 segundos. Esto está en concordancia con la estimación numérica de A. Kabala para insertos cerámicos, "Heat Transfer in Cutting Inserts" (Transferencia de Calor en Insertos de Corte), Análisis experimental de tensiones 2001, 39ª Conferencia Internacional, 4-6 junio, 2001, Tabor, República Checa, y establece el valor límite para el tiempo máximo de los ciclos impulsos de 10 segundos. Debido a los flujos de potencia (P_{f}) muy elevados que penetran en las herramientas de corte a través de la zona de contacto en las operaciones de corte de energía elevada, tal como se muestra en las Tablas 3 y 4, una fluctuación en el enfriamiento de la herramienta que supere el tiempo límite de los ciclos en los impulsos de 10 segundos conduciría a una rotura prematura de la herramienta. Consecuentemente, los chorros del fluido criogénico de expansión libre utilizados en el corte de energía elevada deberían estabilizarse suficientemente durante la transferencia desde el depósito original a la tobera para crear impulsos de un ciclo de tiempos inferior a 10 segundos siempre que la amplitud de los impulsos supere el 25% del caudal medio a lo largo del tiempo.

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Ejemplos

La figura 4 muestra la evolución de la temperatura del inserto y el desgaste del flanco durante una prueba de torneado de acabado de energía elevada cortando Ti-6Al-4V con una calidad dura del inserto de WC-Co. La profundidad de corte fue de 0,076 cm (0,030 pulgadas) a una velocidad de corte de 229 m/min (750 pies/min) y un avance de 0,0203 cm/vuelta (0,008 pulgadas/vuelta) utilizando el mismo tipo de inserto que el utilizado en la figura 4A. La duración de una herramienta enfriada con un chorro de nitrógeno criogénico aplicado según la presente invención fue más de cuatro (4) veces más larga que la duración de una herramienta enfriada utilizando un refrigerante por inundación (emulsionado) convencional.

La figura 5A muestra la duración de una herramienta compuesta cerámica (Al_{2}O_{3}-SiC_{w}) en una operación de corte de energía elevada en acero A2 a una velocidad de 91,4 m/minuto (300 pies/minuto), una profundidad de corte de 0,051 cm (0,020 pulgadas), un avance de 0,013 cm/vuelta (0,005 pulgadas/vuelta) y una velocidad de eliminación de 5,9 cm^{3}/min (0,36 pulgadas^{3}/min). La duración de la herramienta se evaluó utilizando tres criterios: el desgaste máximo del flanco, V_{bmax} = 0,6 mm; el desgaste máximo del flanco (o muesca DOC), V_{bmax} = 0,7 mm; y el error dimensional de corte al producir piezas 0,004 pulgadas (0,1 mm) más grandes que las requeridas. Se utilizaron cuatro métodos de corte diferentes: (1) por inundación en emulsión convencional, (2) corte en seco convencional, (3) un chorro de gas criogénico aplicado según la presente invención y (4) un chorro de líquido criogénico, también aplicado según la presente invención. Las condiciones para (1), (3) y (4) fueron las siguientes: (1) un fluido convencional para el corte que fluye uniformemente y lo inunda completamente, concentración al 10%; (3) un chorro criogénico estable no pulsante en fase gaseosa que fluye a 0,82 kg/minuto (1,8 libras/minuto), con una temperatura de descarga desde la tobera de menos 150ºC a una presión de 7,8 atm (115 psig); y (4) un chorro criogénico estable no pulsante en fase líquida que contiene un fracción de vapor muy pequeña, un caudal total de 0,9 libras/minuto, una temperatura de descarga desde la tobera de menos 172ºC a 8,1 atm (120 psig). Los resultados señalan que el enfriamiento con el fluido criogénico aplicado según la presente invención aumentaba la duración de la herramienta con respecto a los dos métodos convencionales.

La figura 5B muestra la duración del mismo tipo de herramienta en el mismo tipo de prueba (como en la figura 5A) a dos velocidades de corte de 91,4 m/min (300 pies/min) (con una velocidad de eliminación del material de 5,9 cm^{3}/min (0,36 pulgadas^{3}/min)) y 121,9 m/min (400 pies/minuto) (con una velocidad de eliminación del material de 7,87 cm^{3}/min (0,48 pulgadas^{3}/min)), donde la duración en minutos es una composición, media de las mediciones de la duración según los mismos tres criterios anteriores para la figura 5A. De nuevo, el enfriamiento con el fluido criogénico aplicado según la presente invención aumentó la duración de la herramienta durante esta prueba de torneado de material duro a ambas velocidades de corte.

La figura 6 muestra la evolución del desgaste del flanco y desportillado del filo de corte durante el torneado duro de acero A2 con herramientas de insertos soldados con un contenido bajo en PCBN (BN-300) a la velocidad de 500 pies/minuto, una profundidad de corte de 0,051 cm (0,020 pulgadas), un avance de 0,01 cm/vuelta (0,004 pulgadas/vuelta) y una velocidad de eliminación de 7,87 cm^{3}/min (0,48 pulgadas^{3}/min). Se compararon tres condiciones de corte: (1) torneado en seco, (2) torneado enfriado con chorros de líquido criogénico, en que el chorro se estabilizó de manera insuficiente y generaba impulsos a una frecuencia de 6 segundos, y (3) torneado enfriado con chorros de líquido criogénico, en que el chorro se estabilizó de manera completa y no mostró impulsos o inestabilidades en el flujo. Las condiciones para (2) y (3) fueron las siguientes: (2) chorro criogénico en fase líquida que contenía una fracción volumétrica de vapor significativa, caudal total de 0,91 kg/min (2,0 libras/minuto), temperatura de descarga desde la tobera de menos 169ºC a una presión de 10,2 atm (150 psig), ciclos de 6 segundos; y (3) chorro criogénico en fase líquida que contenía una fracción volumétrica de vapor insignificante, caudal total de 0,91 kg/min (2,0 libras/minuto), temperatura de descarga desde la tobera de menos 169ºC a una presión de 10,2 atm (150 psig). En esta prueba se adoptó el criterio ISO de la duración de la herramienta por un desgaste máximo del flanco (V_{bmax}) de 0,6 mm. Se observó una duración más corta del filo de corte en el corte en seco convencional. La duración con el chorro a impulsos fue más larga, pero la duración más larga de la herramienta se observó para el chorro estable sin
impulsos.

La Tabla 4, que se comentó anteriormente, detalla las condiciones de corte de energía elevada utilizadas durante las pruebas representadas en las figuras 4 a 6 y compara las velocidades de corte y los flujos de potencia con los valores respectivos recomendados por los fabricantes de los insertos analizados.

Se llevó a cabo una prueba de fresado adicional para correlacionar la escarcha de la herramienta y los impulsos del chorro con el rendimiento de la herramienta en el corte de energía elevada. La fresa de corte utilizada en esta prueba era una fresa frontal de carburo (WC-Co) de alto rendimiento, del tipo S-545, con un diámetro de ¾ de pulgada (19,05 mm), hélices a 45º, de 5 labios, fabricada por Niagara Cutter (http://www.niagaracutter.com/techinfo) para velocidades de eliminación de metal máximas durante el mecanizado de aleaciones de Ti y otros materiales difíciles de mecanizar. Las velocidades y avances recomendados para esta herramienta fueron de 90 a 160 pies/minuto (27,4 a 48,8 m/minuto) y 0,002 pulgadas/diente (0,05 mm/diente), respectivamente. Se seleccionaron las siguientes condiciones aceleradas de corte para la operación de fresado convencional con esta fresa de corte utilizando un fluido de corte emulsionado (agua con lubricante "soluble"); velocidad de corte de 452 cm/minuto (78 pies/minuto), velocidad de rotación de 907 r.p.m., avance por diente de 0,008 cm (0,003 pulgadas), avance de la mesa de 34,5 cm/minuto (13,6 pulgadas/minuto), anchura de corte de 0,203 cm (0,080 pulgadas), profundidad axial de corte de 2,54 cm (1,000 pulgadas), velocidad de eliminación de material de 17,84 cm^{3}/min (1,09 pulgadas^{3}/minuto). En estas condiciones de corte, los 5 labios de la fresa de corte se desgastaron totalmente después de eliminar 214,7 cm^{3} (13,1 pulgadas^{3}) de una pieza a trabajar de Ti-6Al-4V caracterizada por una dureza de 36 HRC.

En una prueba comparativa, se dirigió a la fresa de corte un chorro de nitrógeno líquido descargado desde una presión de 551,7 kPa (80 psig) a un caudal medio a lo largo del tiempo de 0,91 kg/minuto (2 libras/minuto) desde una distancia de 0,5 pulgadas entre la salida de una tobera alejada y los cantos de los labios de la fresa frontal, tal como se muestra en la figura 3B. Como resultado, el chorro chocaba en los cinco labios y las superficies de ataque de la fresa. Inicialmente, el flujo del chorro se liberó a través de una tubería aislada de un cilindro de nitrógeno líquido saturado en condiciones no estabilizadas y se observó que el ciclo de impulsos del chorro era aproximadamente de 15 segundos. Durante el ciclo de impulsos, se estimó el caudal bajo en 0,34 kg/minuto (0,75 libras/minuto) y el caudal elevado en 1,48 kg/minuto (3,25 libras/minuto). Se observó que la fresa de corte no podía desarrollar un recubrimiento de escarcha blanca en las superficies que no estaban humedecidas por el chorro de fluido criogénico que chocaba durante, como mínimo, un minuto después del inicio y, una vez se establecía el recubrimiento, resultaba inestable, apareciendo y desapareciendo, siguiendo el ciclo de impulsos del chorro con cierto retraso. La duración de la herramienta enfriada con este chorro no estable y analizada en las condiciones utilizadas anteriormente era comparable con la de la herramienta enfriada de manera convencional.

En otra prueba comparativa, se estabilizó el caudal de nitrógeno líquido utilizando un sistema de sub-enfriamiento de nitrógeno líquido en contracorriente, de manera que los impulsos del chorro no se podían detectar visualmente. La operación de fresado se repitió utilizando velocidades de corte crecientes de manera progresiva. Se observó que el recubrimiento de escarcha era estable a lo largo de toda la operación. Cuando la velocidad de corte, el avance de la mesa, las rpm, y la velocidad de eliminación del material se incrementaron en un 60% sobre los valores utilizados con el fluido de corte convencional de enfriamiento por inundación (emulsionado), la herramienta no experimentó ningún desgaste detectable después de eliminar el mismo volumen de 214,7 cm^{3} (13,1 pulgadas^{3}). La velocidad de corte (V_{c}) utilizada en esta prueba de corte con chorro estabilizado fue 2,3 veces superior a la velocidad de corte media recomendada por el fabricante de la herramienta. El flujo de potencia utilizado fue 1,5 veces superior al flujo de potencia calculado a partir de la velocidad de corte media y el avance máximo recomendado por el fabricante de la herramienta. La velocidad resultante de eliminación del material o la productividad con el flujo de fluido criogénico estabilizado fue 3,4 veces superior a la velocidad máxima de eliminación del material prevista a partir de las condiciones recomendadas por el fabricante.

Los solicitantes observaron que la aplicación del enfriamiento con el chorro de fluido criogénico estable de expansión libre a la herramienta, y la zona de contacto de la herramienta y la pieza a trabajar, tal como se resume en los ejemplos anteriores (figuras 3-6 y tabla 4), siempre dio lugar a superficies muy limpias y brillantes de la pieza a trabajar y de las virutas producidas durante el corte. Las superficies de la pieza a trabajar y las virutas fueron más limpias que en el caso del enfriamiento por inundación (emulsión) convencional y, de forma totalmente inesperada, las superficies parecieron mucho más limpias que en el caso del corte en seco convencional.

Se realizó un análisis químico elemental sobre virutas metálicas producidas durante el corte de energía elevada de Ti-6Al-4V, y los resultados se muestran en la figura 7. Las condiciones de torneado para este corte de energía elevada fueron: velocidad de corte, V_{c} = 79,2 m/min (260 pies/min), avance, F = 0,025 cm/vuelta (0,010 pulgadas/vuelta) y profundidad de corte, DOC = 0,254 cm (0,100 pulgadas). Además del torneado en seco, se recogieron resultados para el torneado enfriado por inundación en emulsión utilizando un refrigerante por inundación en emulsión (Hangsterfers S-506CF, 13%), y el torneado enfriado con nitrógeno líquido utilizando un chorro estabilizado de expansión libre que choca con un inserto de corte con un caudal de 1,18 kg/minuto (2,6 libras/minuto). Los resultados se tabulan a continuación y se muestran en la figura 7.

8

Las virutas producidas durante el corte enfriado con fluido criogénico absorbían la cantidad mínima de impurezas de nitrógeno, oxígeno, carbono e hidrógeno; la operación de corte en seco fue la segunda; y el corte convencional por inundación (emulsión) fue la tercera y también es el método más contaminante. De manera destacada, la captación de nitrógeno en el caso del corte enfriado con nitrógeno líquido fue inferior que el corte en seco y el corte convencional por inundación (emulsión), lo cual se puede explicar por el hecho de que la zona de contacto de la herramienta y la pieza de contacto estaba mucho más fría.

Los resultados muestran que las virutas producidas durante el corte con fluido criogénico se pueden reciclar más fácilmente que en el caso de los métodos de corte convencionales. Esta es una ventaja económica significativa en la industria del mecanizado, especialmente en el caso de piezas a trabajar costosas y reactivas con titanio, tántalo y superaleaciones, ya que la purificación de estos materiales es extremadamente difícil y cara. De forma más importante, la menor contaminación de las virutas recogidas indica una contaminación correspondientemente menor del material a trabajar, lo cual es deseable desde el punto de vista de (1) la distribución de tensiones en las piezas, (2) la resistencia a la corrosión, y (3) la procesabilidad después del mecanizado. Se conoce que la superficie de partes metálicas caracterizadas por una contaminación reducida por oxígeno, carbono e hidrógeno sería más resistente a la rotura por fatiga en servicio, menos frágil, y más resistente a la corrosión. De este modo, el uso del método de enfriamiento con chorros de fluido criogénico estabilizados de expansión libre de los solicitantes comporta dos ventajas económicas adicionales para la industria del mecanizado - propiedades mejoradas de las piezas producidas y virutas más valiosas y reciclables.

Los solicitantes descubrieron que si el inserto de la herramienta de corte es enfría con un chorro de fluido criogénico de expansión libre descargado desde una tobera situada lejos de la zona de corte, las inestabilidades del flujo o impulsos inherentes de dicho chorro pueden interaccionar inesperadamente con el proceso de corte, afectar al enfriamiento del inserto durante la operación, y reducir su duración. Los solicitantes establecieron y optimizaron el caudal del chorro del fluido criogénico y las condiciones de estabilización a efectos de minimizar este problema. Ninguno de estos descubrimientos y técnicas de la invención se podían prever a partir de la técnica anterior.

Con el chorro de fluido criogénico de expansión libre, estabilizado según el método explicado anteriormente, los solicitantes intentaron utilizar el chorro estabilizado para enfriar herramientas duras, pero frágiles, preferentes en operaciones de corte de energía elevada, tales como mecanizado a alta velocidad, torneado de materiales duros, o corte de materiales difíciles de mecanizar, a efectos de aumentar la duración de la herramienta en condiciones exigentes de mecanizado. De forma inesperada, el enfriamiento por chorro alejado y estabilizado dio lugar a un aumento de la duración de la herramienta, incluso en el caso de aquellas herramientas que, según la técnica anterior y las publicaciones sobre mecanizado, no deberían ser enfriadas con refrigerantes convencionales a efectos de evitar la fractura por fragilidad.

Aunque la presente invención se ilustra y describe con referencia a ciertas realizaciones específicas, la presente invención no pretende, sin embargo, limitarse a los detalles mostrados.

Notas finales:

(1)

Datos recopilados y calculados a partir de: "Machining Data Handbook", (Manual de Datos para Mecanizado) 3ª Edición, Vol. 2, Machinability DataCenter, Institute of Advanced Manufacturing Sciences (Centro de datos de maquinabilidad, Instituto de ciencias avanzadas sobre la fabricación), Inc., 1980, pág. 17-10, ASM Handbook (Manual ASM), 9ª Ed., Vol. 16, "Machining", (Mecanizado) 1995, pág. 15, "Application of Metal Cutting Theory", (Aplicación de la Teoría del Corte de Metales) F. E. Gorczyca, Industrial Press, Nueva York, 1987, y "Analysis of Material Removal Processes", (Análisis de Procesos de Eliminación de Materiales), W. R. DeVries, Springer Texts in Mechanical Eng., Springer-Verlag, 1992.

(2)

Datos recopilados a partir de: "Ceramics and Glasses, Engineered Materials Handbook", (Manual de Materiales Diseñados, Cerámicos y Vidrios), Vol. 4, ASM Int., The Materials Information Soc., 1991, ASM Specialty Handbook, "Tool Materials", (Materiales de Herramientas), Ed. J. R. Davis, 1998, "Microstructural Effects in Precision Hard Turning", (Efectos microestructurales en el torneado de precisión de materiales duros) Y. K. Chou y C. J. Evans, MED-Vol. 4, Mfg. Sci. and Engr., ASME 1996; y "Temperature and wear of cutting in high-speed machining of Inconel 710 and Ti6Al-6V-2Sn", (Temperatura y desgaste del corte en mecanizado a velocidad alta de Inconel 710 y Ti6Al-6V-2Sn) T. Kitagawa, y otros, Wear 202 (1997), Elsevier, pág. 142-148.

(3)

"The Leidenfrost phenomenon" (El fenómeno Leidenfrost), F. L. Curzon, Am. J. Phys., 46 (8), Aug. 1978, pág. 825-828, "A boiling heat transfer paradox" (Una paradoja de la transferencia de calor por ebullición), G. G. Lavalle y otros, Am. J. Phys., vol. 60, No. 7, Julio 1992, pág. 593-597, "Cooling by immersion in liquid nitrogen" (Enfriamiento por inmersión en nitrógeno líquido), T. W. Listerman y otros, Am. J. Phys., 54 (6), Junio 1986, pág. 554-558, "An Analytical Method to Determine the Liquid Film Thickness Produced by Gas Atomized Sprays" (Método analítico para determinar el grosor de la película líquida producida mediante pulverizaciones atomizadas de gas), J. Yang y otros, J. of Heat Transfer, Feb. 1996, Vol. 118, pág. 255-258, "Optimizing and Predicting Critical Heat Flux in Spray Cooling of a Square Surface", (Optimización y predicción del flujo de calor crítico en el enfriamiento por pulverización de una superficie cuadrada) I. Mudawar y K. A. Estes, J. of Heat Transfer, Agosto 1996, vol. 118, pág. 672-679, y "Film Boiling Under an Impinging Cryogenic Jet" (Ebullición de una película bajo un chorro criogénico de choque), R. F. Barron y R. S. Stanley, Advances in Cryogenic Engineering (Avances en ingeniería criogénica), Vol. 39, Ed. P. Kittel, Plenum Press, Nueva York, 1994, pág. 1769-1777.

(4)

Datos recopilados a partir de: "Ceramics and Glasses, Engineered Materials Handbook", (Manual de diseño de materiales, cerámica y vidrios), Vol. 4, ASM Int., The Materials Information Soc., 1991, "CRC Materials Sci. & Engineering Handbook", (Manual de Ciencia de Materiales CRC e Ingeniería) 2ª Edición, CRC Press, 1994, Editado por J. F. Shackelford y otros, "Analysis of Material Removal Process", (Análisis del proceso de eliminación de material), W. R. DeVries, Springer Tests in Mechanical Engineering, Springer-Verlag 1992, "Transport Phenomena", (Fenómenos de Transporte), R. R. Bird y otros, John Wiley & Sons, 1960, "Numerical and Experimental Simulation for Cutting Temperature Estimation using 3-dimensional Inverse Heat Conduction Technique", (Simulación numérica y experimental de la estimación de la temperatura de corte utilizando la técnica de conducción de calor inversa tridimensional), F. R. S. Lima y otros, "Inverse Problems in Engineering: Theory and Practice", (Problemas Inversos en Ingeniería: Teoría y Práctica), 3ª Conferencia Internacional sobre Problemas Inversos en Ingeniería, Junio 13-18, 1999, Port Ludlow, WA, Estados Unidos, y la página web de Kennametal: \underbar{http://www.kennametal.com/metalorking/html} \underbar{specialty/properties% 20 chart.pdf}.

Claims (4)

1. Método para mecanizar una pieza a trabajar (88) con una herramienta de corte (70) que está incorporada en una operación de corte de piezas a trabajar de energía elevada y formadora de virutas (86), utilizando un método para enfriar la herramienta de corte que comprende las etapas de:

proporcionar un suministro de un fluido criogénico; y

suministrar un chorro de expansión libre del fluido criogénico (72) a la herramienta de corte,

caracterizado porque el chorro se estabiliza,

en el que el chorro es pulsante con una amplitud inferior al 25% de su caudal medio a lo largo del tiempo,

con la condición de que cuando la amplitud de los impulsos supera el 25% del caudal medio a lo largo del tiempo, el chorro se estabiliza en el corte de energía elevada para realizar un impulso con un ciclo de tiempo inferior a 10 segundos,

en el que la herramienta de corte tiene un filo de corte y en el que un medio para liberar el chorro de fluido criogénico estabilizado de expansión libre a la herramienta de corte tiene, como mínimo, un punto de descarga separado del filo de corte a una distancia superior o igual a 0,254 cm (0,1 pulgadas) e inferior a 7,62 cm (3,0 pulgadas),

en el que el chorro de fluido criogénico estabilizado de expansión libre tiene una temperatura por debajo de - 150ºC,

en el que el fluido criogénico tiene una presión superior o igual a 172,25 kPa (25 psig) e inferior o igual a 1722,5 kPa (250 psig) inmediatamente antes de descargarlo, como mínimo, de un punto de descarga, y

en el que el chorro del fluido criogénico estabilizado de expansión libre tiene un caudal másico uniforme superior o igual a 0,227 kg/minuto (0,5 libras/minuto) e inferior o igual a 2,27 kg/minuto (5,0 libras/minuto).

2. Método, según la reivindicación 1, en el que la herramienta de corte tiene una superficie de ataque y el chorro del fluido criogénico estabilizado de expansión libre choca con la superficie de ataque.

3. Método, según la reivindicación 1, en el que el fluido criogénico se selecciona de un grupo que comprende nitrógeno líquido, nitrógeno gaseoso, argón líquido, argón gaseoso y mezclas de los mismos.

4. Método, según la reivindicación 1, en el que la herramienta de corte tiene un valor de resistencia a la rotura transversal (TRS) inferior a 3000 MPa.