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Trabajo presentado en el 21 Congreso de Máquinas-Herramienta y Tecnologías de Fabricación 2017 (Donostia)

Desarrollo de una máquina híbrida (mecanizado-LMD) y su aplicación para la fabricación de husillos de extrusoras de caucho

A. Alberdi, M. Ortiz, P. Ramiro, área de Fabricación Avanzada, Tecnalia R&I; J.I. Arrizubieta, dpto. Ingeniería Mecánica, UPV/EHU; A. Olaiz, Ibarmia Innovatek S.L.; G. Chambon, Michelin04/01/2018

El fabricante de máquinas Ibarmia ha desarrollado la primera máquina híbrida a nivel nacional que combina el mecanizado tradicional y la fabricación aditiva basada en LMD (Laser Metal Deposition) en una misma máquina. En este trabajo se presenta el desarrollo realizado para la integración de un cabezal LMD en una máquina multiproceso de Ibarmia, así como un caso de aplicación real de esta tecnología híbrida: la fabricación y reparación de husillos de las extrusoras de caucho para la producción de neumáticos. Los filetes de estos husillos se ven sometidos a un alto desgaste durante su ciclo de vida debido a la alta fricción y a las altas temperaturas que sufren durante este proceso. La prolongación del ciclo de vida de estos elementos gracias a la mejora de sus propiedades o a la reparación de los mismos, puede suponer un alto impacto en los fabricantes de neumáticos como Michelin, que puede llegar a producir 200 husillos al año.

El estudio se ha centrado en mejorar las propiedades del material base de los husillos a través de la generación de recubrimientos mediante la tecnología LMD. Para ello, se han analizado diferentes materiales de recubrimiento, además de diferentes estrategias de aporte y diferentes niveles de parámetros de proceso.

1. Introducción

La fabricación aditiva o impresión 3D consiste en depositar material capa a capa hasta construir un sólido con la geometría deseada. Esta etapa de deposición de material permite obtener una pieza de geometría cuasi final, que posteriormente es sometida a una etapa de mecanizado para su acabado, en la cual se mejora la precisión geométrica y el acabado superficial del material aportado. Frente a las tecnologías convencionales, la tecnología aditiva aporta y procesa el material mínimo, permitiendo un ahorro sustancial de materiales y energía. Además, la manipulación del material a escala micro en forma de polvo permite superar los límites en el diseño de las piezas impuestos por la fabricación convencional, haciendo posible diseñar piezas con texturas y detalles que aportan unas funcionalidades mejoradas durante su empleo, por lo que optimizan el funcionamiento de los dispositivos que las integran, reducen las pérdidas energéticas y aumentan la vida útil de los mismos. Entre las diferentes tecnologías de fabricación aditiva de metales, una de las más relevantes es la tecnología de aporte por láser o LMD.

En la actualidad el desarrollo de máquinas dedicadas al aporte de material mediante láser se está convirtiendo en un foco de gran interés para las empresas del sector de la fabricación mecánica. Así, a empresas que históricamente se han dedicado a la fabricación de máquinas de aporte como pueden ser la americana Huffman o la alemana Trumpf, se le van uniendo empresas de importancia como es la suiza Sulzer. Cabe destacar que estas empresas desarrollan máquinas dedicadas tan solo al aporte de material, lo que hace necesario trasladar las piezas posteriormente a un centro de mecanizado para conseguir el acabado y las tolerancias requeridas.

Los últimos desarrollos presentados en esta línea son lo que se conoce como máquinas híbridas, que permiten el aporte de material y el mecanizado posterior en una solada atada sin necesidad de cambiar de máquina. Aunque este tipo de máquinas no estén todavía extendidas, su utilidad y mercado potencial son tan amplios, que hace que empresas como DMG-Mori Seiki, Matsuura, Mazak o WFL, estén comercializando sus primeros modelos de máquinas híbridas. Por lo tanto, se trata de una solución que está en fase de desarrollo y comercialización pero que todavía presenta una verdadera oportunidad de mercado, en el que hay que resolver todavía diferentes aspectos relativos a la integración de los sistemas, proceso de aporte, control y modelización.

Frente a estos grandes de la máquina-herramienta a nivel mundial, Ibarmia presentó en la feria EMO 2015 la máquina híbrida que combina la fabricación aditiva por LMD y el mecanizado convencional de mayor tamaño del mundo, en concreto, la máquina ZVH 45/1600 Add&Process, que permite procesar (mecanizado y/o LMD) piezas de hasta 1.600 x 800 x 900 mm aproximadamente.

En este trabajo se presenta un ejemplo de aplicación real de esta máquina híbrida para los husillos de las extrusoras de caucho para la producción de neumáticos. En este caso, la fabricación híbrida se puede aplicar para muchos propósitos diferentes, como por ejemplo, para la fabricación de los filetes del tornillo por LMD y su acabado mediante mecanizado, para la fabricación de los filetes por mecanizado seguido de la adición de recubrimientos resistente en los filetes o en el cuerpo del husillo para aumentar el flujo de caucho, o para la reparación de los filetes dañados, mediante un mecanizado previo continuado de un aporte de material.

El objetivo de este trabajo, ha sido el de fabricar filetes altamente resistentes añadiendo por LMD recubrimientos de base Níquel, base Cobalto o base Hierro, con una altura de capa mayor que 0,5 mm y una tasa de deposición mayor al 0,5 kg/h. La fabricación de este tipo de recubrimientos por LMD permitirá aumentar la vida útil de los husillos, y además, se podrán recuperar los husillos desgastados antes de ser desechados.

2. Descripción de la máquina ZVH 45/1600 ADD&Process

La máquina ZVH 45/1600 Add&Process es un centro de mecanizado de 5 ejes convencional al que se le ha integrado un cabezal de deposición directa por láser. Se trata de un centro de mecanizado de mesa fija y columna móvil con incorporación de dos platos divisores (uno horizontal y otro vertical). Esta arquitectura de mesa fija de trabajo y columna móvil, está dirigida a una exigente clientela que demanda prestaciones muy altas para sus necesidades de mecanizado. Con un eje de giro B en dirección Y asociado al cabezal, y con husillos-divisores horizontales (dirección X) y verticales (dirección Z) situados en la mesa, esta solución permite abordar el mecanizado de una gran variedad de piezas para diferentes sectores, tamaño y peso, que requieran de operaciones de mecanizado en 3+2 ó 5 ejes en continuo y torneados horizontales y verticales.

Se ha realizado un diseño mecánico detallado, donde se incluyen los mecanismos que intervienen en el proceso y en especial los sistemas de seguridad adicionales necesarios debido a la integración de un proceso láser y las modificaciones estructurales en la máquina-herramienta de partida. Basándose en dichos diseños, se han elaborado los planos de fabricación para la integración de los componentes que intervienen en el proceso de aporte por láser. En concreto:

Cabezal LMD: se ha integrado un cabezal comercial YC52 del fabricante Precitec, con una boquilla discreta de 4-vías, un foco colimador de 125 mm y una lente focal de 250 mm.
Generador láser: se trata de un generador FL030 de fibra-Yb de 3kW de potencia nominal del fabricante Rofin.
Fibra óptica de 400 µm.
Alimentador de polvo: se ha integrado el alimentador comercial Sulzer Metco TWIN-10-C.
Refrigerador de agua del generador láser y de las ópticas del fabricante del fabricante Lotek Circuito de gas de protección del cabezal y de gas de arrastre del polvo.
Brazo cambiador del cabezal láser.
Elementos de seguridad para la reflectividad del láser: cristales y cerramientos especiales.

Además de la integración de estos elementos, se han añadido las funciones básicas del control de láser, como por ejemplo, la activación y desactivación del haz láser, del gas y de la alimentación del polvo y la carga y descarga del cabezal láser.

Figura 1: (a) Cabezal LMD de la máquina ZVH 45/1600 Add&Process; (b) diseño del brazo cambiador del cabezal.

3. Descripción de los husillos de extrusión

Para la producción de neumáticos, Michelin produce al año 200 husillos para sus máquinas de extrusión de caucho. La máquina de extrusión de caucho consiste en un tornillo sinfín que gira en un cilindro denominado cuerpo de la máquina de extrusión, constituido por varias zonas de regulación térmica y de un revestimiento que está en contacto con caucho. Para extruir un material de caucho, la máquina se alimenta por placas o por gránulos de caucho crudo. El caucho es calentado y empujado por la rotación del tornillo hacia la cabeza de la extrusora. La cabeza está compuesta de varios elementos que guían el flujo de caucho hacia la matriz que da la sección final del producto. Las temperaturas fijadas para las diversas partes se regulan suficientemente para calentar el caucho sin vulcanizarlo. Por lo tanto, los filetes de estos husillos de extrusión se someten a un alto desgaste durante su ciclo de vida debido a la alta fricción y altas temperaturas producidas durante este proceso de extrusión.

Figura 2: Principio de funcionamiento de las máquinas de extrusión de caucho.

Los tornillos de extrusión están hechos de aleaciones de acero de 25CrMoS4 o 42CrMoS4 y el diámetro varía desde 40 mm de diámetro hasta 350 mm, y pueden tener una longitud de hasta más 5 metros de longitud.

4. Estudio experimental de recubrimientos resistentes

1.1 Materiales

Material base: acero 42CrMoS4 (AISI 4140, DIN 1.7227)

En este estudio, el material base utilizado ha sido la aleación de acero 42CrMoS4. Es un acero estructural especial, que se utiliza principalmente en la industria de tornillos, cigüeñales, etc. y muchas otras partes que necesitan soportar cargas moderadas y altas. El material tiene una templabilidad media-buena y es adecuado para operaciones en caliente hasta temperaturas de 500 °C. Sin embargo, el material tiene una mala soldabilidad debido al alto riesgo de grietas y esto es un inconveniente para el proceso LMD. Para evitar el agrietamiento, la estrategia recomendada habitualmente es de precalentar el material base.

**Tabla 1: Resumen de la composición química del material base [1]**
%	C	Si	Mn	Cr	Ni	Mo	S	P	W	V	Fe
42CrMoS4	0,400	0,310	0,760	1,040	-	0,163	0,027	0,011	-	-	Balance

Para tener las características del husillo, se ha realizado un tratamiento de temple y revenido, que consiste en el calentamiento en horno a 850 °C y mantenimiento durante 2,5 h, enfriamiento en aceite, un calentamiento a 250 °C durante 2,5 h y enfriamiento en aire. Se han medido las durezas antes y después del tratamiento térmico, obteniendo unas durezas de 33 y 52 HRC respectivamente.

En cuanto a los materiales utilizados para generar el recubrimiento, se han utilizado una aleación base hierro, otra base Níquel y otra base Cobalto.

Aleación base Hierro: Eutroloy 16606A.04 (en adelante Eutroloy 16606)

El material depositado tiene una estructura martensítica con una alta resistencia al desgaste por abrasión incluso bajo altas temperaturas combinadas con cargas de fatiga. Se deben evitar grandes gradientes de temperatura, por lo que se recomienda precalentar el material, incluso hasta 650 °C si fuera necesario [2].

Aleación base Cobalto: Eutroloy 16006N (equivalente al Stellite 6, en adelante Stellite 6)

Se trata de una aleación a base de cobalto especialmente diseñada para la generación de revestimiento de resistencia al desgaste y una de las aplicaciones típicas es el recubrimiento de tornillos de extrusión. El Eutroloy 16006 es un polvo prealeado con alta resistencia a la erosión en medios líquidos, alta resistencia a la cavitación y buena resistencia al impacto. Se recomienda precalentar el material base y un enfriamiento lento para generar un recubrimiento libre de grietas [3].

Aleación base Níquel: Colmonoy 56 PTA (en adelante, Colmonoy 56)

Es una aleación a base de níquel especialmente formulada para el proceso de revestimiento de tornillos de extrusión. El alto porcentaje de cromo y carbono genera una gran población de carburos de cromo, lo que da una resistencia superior a la abrasión y la corrosión. El boro y el silicio aumentan la soldabilidad del material [4]. En este caso, también se recomienda precalentar el material hasta 250 °C [5].

En primer lugar, se han caracterizado los polvos en términos de distribución de tamaño mediante difracción láser, morfología analizada por Microscopía Electrónica de Barrido (SEM) (figura 3), fluidez según la norma ISO 4490 y análisis químico (tabla 2).

Figura 3: Imágenes SEM de: (a) Eutroloy 16606; (b) Stellite 6; (c) Colmonoy 56.

**Tabla 2: Resumen del análisis químico de los materiales de recubrimiento**
%	C	S	Si	Mn	Cr	Ni	Mo	Cu	Al	P	B	Fe	Co	Nb+Ta	Ti	W	V	N	O
Eutroloy 166606	0,86	0,013	0,31	0,31	4,6	0,19	4,9	0,13				Balance				6,5	1,7	0,043	0,014
Stellite 6	1,16	0,07	1,4	<0,10	27,5	0,39	<0,10	<0,01				0,19	64,4			4,7		0,08	0,018
Colmonoy 56	0,80	0,003	5,2	<0,05	17,4	69,0	<0,1	0,024	<0,1	0,024	1,8	5,0	<0,05	<0,1	<0,1			<0,01	0,056

Para la tecnología LMD, se requieren partículas con un tamaño dentro de 90-150 µm con forma esférica y buena fluidez. Los resultados obtenidos se resumen en la tabla 3.

**Tabla 3: Resumen del análisis de los polvos utilizados**
	Eutroloy 16606	Stellite 6	Colmonoy 56
Forma	Esférica	Esférica	Esférica
Tamaño [µm] d50 (d90- d50; d50-d10)	113 (+49;-40)	90 (+43;-33)	102 (+49;-31)
Fluidez [s/50g]	11,9	10,9	12,9
Densidad, ? [g/cm³]	7,9	8,44	8,18

1.2. Cálculo de la temperatura de precalentamiento del material base

Un parámetro útil para evaluar la soldabilidad de los aceros es el indicador conocido como Carbono Equivalente, Ceq. Aunque el elemento más influyente en la soldabilidad del acero sea el Carbono, hay otros elementos de aleación de relativa importancia. El indicador Ceq tiene en cuenta todos estos elementos. Aunque se pueden encontrar diferentes fórmulas para calcular este indicador, en este trabajo se ha empleado la fórmula recomendada por la International Institute of Welding (IIW) [6]:

Como resultado, se obtiene un C_eq igual a 0,767%, que al ser un valor superior a 0,43%, el material debe ser precalentado. Para calcular la temperatura de precalentamiento, se ha utilizado el método Séférian [7]. Este método proporciona el valor C_q, equivalente al C_eq.

Como resultado, se obtiene un valor de 0,632%. Con este parámetro y el espesor del material (e), se puede determinar la temperatura de precalentamiento (T_p), en ºC, de acuerdo a la siguiente ecuación:

Según esta ecuación, y teniendo en cuenta que se va a aportar material sobre un cilindro de 50mm de diámetro, se obtiene un temperatura de precalentamiento igual a 257 °C.

Para evitar la manipulación de material a esta temperatura, se ha planteado realizar el precalentamiento en la misma máquina, incidiendo sobre la superficie del material con el propio haz láser. Tras realizar varios ensayos a diferentes condiciones de precalentamiento de un cilindro de 50 mm de diámetro (figura 4a), se han determinado los siguientes parámetros de precalentamiento:

Potencia de láser de 500 W.
Láser desenfocado al máximo.
Distancia de trabajo (boquilla-pieza) de 92,5 mm.
Giro del cilindro a 10 rpm.
Avance del cabezal a 400 mm/min.

Con estos parámetros, el tiempo necesario para alcanzar 257 °C en el centro del cilindro ha sido de 30 minutos aproximadamente, tal y como se puede observar en la figura 4b.

Figura 4: (a) Ensayos de precalentamiento (b) Temperaturas de calentamiento medidos por el termopar.

1.3 Experimentación

En primer lugar, se han determinado las condiciones de aporte óptimas para cada material. Para ello, se han fabricado cordones simples a diferentes condiciones de potencia del láser P, velocidad de giro del alimentador de polvo N y avance vf, definidos en la tabla 4 (figura 5a). Para cada velocidad de giro, se ha determinado el flujo másico del polvo, ṁ_p (tabla 5).

**Tabla 4: Condiciones de parámetros en ensayos de cordones simples**
P[W]	N	v_f [mm/min]
1500	50%	750
2000	75%	1000
2500	100%	1250

**Tabla 5: Calibración del alimentador de polvo**
N	ṁp [g/min]
N	Eutroloy 16606	Stellite 6	Colmonoy 56
50%	21,97	21,17	17,6
75%	31,6	30,4	26,37
100%	39,03	-	-

Con el objetivo de evaluar la necesidad de aplicar el precalentamiento o no, además de hacer los ensayos con el material precalentado, también se han hecho ensayos con el material en frío, ya que el precalentamiento supone una pérdida de productividad. Además, los ensayos en frio se han hecho con el material base tratado térmicamente y sin tratarlo térmicamente.

Una vez fabricados los cordones simples a diferentes condiciones de parámetros, las probetas han sido cortadas transversalmente para analizar su integridad microestructural en el microscopio óptico. Las muestras han sido atacadas por el ataque químico Vilella excepto las muestras correspondientes al Stellite 6, que han sido atacadas por ácido Crómico. Además de la integridad estructural, los cordones también han sido caracterizados geométricamente en términos de anchura W, altura H, penetración b, y área A que se definen en la figura 5b, para lo que se ha utilizado el software de análisis de imagen Clemex. Con estos parámetros geométricos, se han calculado la dilución d, la tasa de deposición MDR (Material Deposition Rate) y la eficiencia e, utilizando las siguientes ecuaciones:

Tras analizar los cordones simples, se han realizado ensayos de solapamiento mediante trayectorias en espiral sobre los cilindros de acero. Para ello, se han seleccionado 3 condiciones para cada material en base a los resultados obtenidos en los cordones simples.

Figura 5: (a) Ensayos de cordones simples; (b) caracterización geométrica del cordón simple; (c) Ensayos de solapes.

Los solapes también se han analizado microscópicamente, se ha medido la altura de los recubrimientos con el software Clemex y se han medido las microdurezas siguiendo la norma UNE-EN ISO 6507-1:2006. En este caso, la eficiencia del polvo y la tasa de deposición se han calculado midiendo la altura media y la anchura total del área depositada. Además, se ha calculado la productividad como la superficie del material base que ha sido revestida por minuto, utilizando la siguiente ecuación: Productividad=(1-solape)·W·v_f (ec. 7)

1.4. Resultados

El análisis de los cordones simples y de los solapes, ha llevado a seleccionar los valores mostrados en la tabla 6, la tabla 7 y la tabla 8 como los óptimos para el recubrimiento de filos por LMD con el material base en frío y sin tratamiento térmico, en frio y con tratamiento térmico, y precalentado, respectivamente.

**Tabla 6: Valores óptimos de los parámetros de proceso para cada material y resultados obtenidos con el material base en frío y sin tratamiento térmico**
Material	?_p[g/min]	P[W]	v_f [mm/min]	H [mm]	d [%]	MDR [kg/h]	? [%]	Productividad [mm²/min]
Eutroloy 16606	21,97 (50%)	2.500	750	0,92	30,77	0,48	36,22	1.091,25
Stellite 6	21,17 (50%)	2.500	1.250	0,68	38,93	0,58	45,32	1.662,5
Colmonoy 56	17,60 (50%)	2.500	1.250	0,74	16,51	0,51	48,25	1.412,5

**Tabla 7: Valores óptimos de los parámetros de proceso para cada material y resultados obtenidos con el material base en frío y con tratamiento térmico**
Material	?_p[g/min]	P[W]	v_f [mm/min]	H [mm]	d [%]	MDR [kg/h]	? [%]	Productividad [mm²/min]
Eutroloy 16606	21,97 (50%)	2.500	1.250	0,76	34,85	0,57	43,49	1.581,25
Stellite 6	21,17 (50%)	2.500	1.250	0,85	9,62	0,72	56,64	1.662,5
Colmonoy 56	17,60 (50%)	2.500	1.250	0,78	28,33	0,75	70,86	1.950

**Tabla 8: Valores óptimos de los parámetros de proceso para cada material y resultados obtenidos con el material base precalentado**
Material	ṁ_p[g/min]	P[W]	v_f [mm/min]	H [mm]	d [%]	MDR [kg/h]	ɛ [%]	Productividad [mm²/min]
Eutroloy 16606	21,97 (50%)	2.500	1.250	0,76	41,36	0,57	42,96	1.581,25
Stellite 6	21,17 (50%)	2.500	1.250	0,85	19,16	0,71	55,94	1.662,5
Colmonoy 56	17,60 (50%)	2.000	750	1,18	22,10	0,65	61,59	1.125

Hay que destacar que no se ha observado ninguna grieta en ninguno de los casos, tal y como se puede observar en las siguientes figuras, aunque en el caso del Colmonoy 56 se han observado bastantes poros.

Figura 6: Macrografías del Eutroloy 16606 con el material base: (a) frio; (b) frío y con tratamiento térmico; (c) precalentado.

Figura 7: Macrografías del Stellite 6 con el material base: (a) frío; (b) frio y con tratamiento térmico; (c) precalentado.

Figura 8: Macrografías del Colmonoy 56 con el material base: (a) frio; (b) frío y con tratamiento térmico; (c) precalentado.

En cuanto al perfil de durezas, en las siguientes figuras se muestran los resultados obtenidos para cada material y para cada condición de material base (precalentado o frio).

Figura 9: Perfil de durezas en el Eutroloy 16606 con el material base: (a) frio; (b) frio y tratado térmicamente; (c) precalentado.

Figura 10: Perfil de durezas en el Stellite 6 con el material base: (a) frio; (b) frio y tratado térmicamente; (c) precalentado.

Figura 11: Perfil de durezas en el Colmonoy 56 con el material base: (a) frio; (b) frío y tratado térmicamente; (c) precalentado.

5. Conclusiones y líneas futuras

En este trabajo se ha demostrado que para fabricar recubrimientos de alta resistencia de Eutroloy 16606, Stellite 6 y Colmonoy 56 sobre acero 42CrMoS4 por LMD no hace falta precalentar el material base, ya que no se han encontrado grietas en los recubrimientos fabricados con el material base en frío, aunque las recomendaciones de los fabricantes de estos polvos establezcan este procedimiento. Hay que destacar que las recomendaciones de los fabricantes están enfocados a los procesos de soldadura por plasma con arco transferido (PTA), y que este proceso supone un foco de calor mucho mayor que el proceso LMD. Por lo tanto, se concluye que en el LMD, el proceso de enfriamiento no es tan crítico como en el caso de PTA.

Para este caso de estudio se recomienda utilizar los parámetros establecidos en la tabla 7 para cada material, es decir, los parámetros establecidos con el material base frio y tratado térmicamente. En este caso, se han obtenido tasas de aporte mayores que 0,5 kg/h y una alturas de recubrimiento mayores que 0,5 mm. En cuanto a las durezas, se han obtenido unas durezas mayores que las establecidas por los fabricantes y mayores que la dureza del material base: 62HRC en el Eutroloy 16606, 54HRC en el Stellite 6, y 56 HRC en el Colmonoy 56.

Si se comparan los resultados obtenidos con el material base frio tratado térmicamente con los obtenidos con el material base precalentado, se puede concluir que:

Se han obtenido alturas de capa, valores de MDR y eficiencias muy similares.
Se obtiene una Zona Afectada Térmicamente (ZAT) y una dilución significativamente menor en todos los casos.
A excepción del Colmonoy 56, se obtienen unas durezas similares en la capa depositada.

Por otro lado, si se comparan los resultados obtenidos con el material base frio tratado térmicamente con los resultados obtenidos con el material base frio sin tratarlo térmicamente, se puede concluir que:

Se obtienen mayores alturas de capa.
Excepto para el Colmonoy 56, se obtienen diluciones menores.
Se obtienen valores de MDR y eficiencias mayores.
Se obtienen durezas un poco mayores en la capa depositada, pero el gradiente de dureza en la intercara material base-recubrimiento es menor, ya que el material tratado térmicamente tiene una dureza mayor.

En cuanto a los parámetros de proceso, se ha observado que utilizar caudales de polvo mayores que el correspondiente al 50% de giro del alimentador de polvo, empeora la eficiencia del polvo y que además, no mejora la productividad. Por lo tanto, no se recomienda utilizar caudales mayores que los correspondientes al 50% de giro.

Por otro lado, en general, se han obtenido eficiencias de polvo menores que el 60% por lo que uno de los objetivos futuros será el análisis de la mejora de la eficiencia del polvo utilizando una boquilla coaxial continua, con la que se pretenden alcanzar eficiencias de hasta 90%. Este tipo de boquilla no se recomienda para los casos en el que el cabezal se utilice de forma inclinada, por el efecto de la gravedad. Sin embargo, en este tipo de aplicaciones de recubrimiento de husillos, el cabezal se mantiene siempre en vertical, y es el husillo el que gira en el plato horizontal (eje A de la máquina).

Para terminar con este estudio, en primer lugar, se testeará el comportamiento de los recubrimientos frente al desgaste a nivel de laboratorio a través del ensayo en el tribómetro pin-on-disc. Por último, para validar el estudio realizado, se ensayarán los recubrimientos en condiciones reales de extrusión, introduciendo los husillos fabricados en extrusoras de caucho reales.

Además, como línea futura, se propone fabricar los filos completos por LMD. Por otro lado, también se propone analizar el efecto de la gravedad sobre la boquilla coaxial continua al trabajar con el cabezal inclinado.

En cuanto al diseño de la máquina, en la actualidad se está trabajando en sistemas de filtración, aspiración y limpieza automática de polvo.

Referencias

[1] Hoja técnica de Calidad de Ipargama.
[2] EuTroLoy 16606 | Castolin Eutectic. [En línea]. Disponible en: https://www.castolin.com/de-AT/product/eutroloy-16606. [Accedido: 30-may-2017].
[3] EuTroLoy 16006 | Castolin Eutectic. [En línea]. Disponible en: https://www.castolin.com/es-ES/product/eutroloy-16006. [Accedido: 30-may-2017].
[4] Wall Colmonoy COLMONOY® 56 PTA Nickel-Base Hard-Surfacing Alloy With Chromium Boride. [En línea]. Disponible en: http://www.matweb.com/search/DataSheet.aspx?MatGUID=33813fbfda11440687c39c3a28dddb69&ckck=1. [Accedido: 30-may-2017].
[5] Eutalloy® 10009 | Castolin Eutectic. [En línea]. Disponible en: https://www.castolin.com/product/eutalloy-10009. [Accedido: 12-jun-2017].
[6] IIW, Technical report Sub-Comission IX-G, doc. numer IX-535-67. 1967.
[7] D. Séférian y P. Chevenard, Métallurgie de la soudure. Paris, France: Dunod, 1959, 1959.

Agradecimientos

Los autores de este trabajo quieren agradecer a la Comisión Europea por la financiación del proyecto ‘Paraddise: a Productive, Affordable and Reliable solution for large scale manufacturing of metallic components by combining laser-based ADDItive and Subtractive processes with high Efficiency’ (Grant Agreement 723440), una iniciativa de Photonics and Factories of the Future Public Private Partnerships.