Università degli Studi di Roma “Tor Vergata”

Presentazione sul tema: "Università degli Studi di Roma “Tor Vergata”"— Transcript della presentazione:

1 Università degli Studi di Roma “Tor Vergata”
Gruppo Tecnologie e Sistemi di Lavorazione Esercitazione di Tecnologia Meccanica I “Progetto di un grezzo di fonderia”

2 DISEGNO DEL FINITO Raccordi non quotati 2 mm, smussi non quotati 1 mm a 45° 500 pz da realizzare

3 SCELTA DEL MATERIALE È dettata da:
gli impieghi cui il pezzo è destinato considerazioni circa la lavorabilità nel processo di asportazione di truciolo FeG 520 (Acciaio con caratteristiche medie di resistenza meccanica)

4 Scelta del piano di divisione delle staffe
ATTIVITÀ PRODOTTO FATTORI CONSIDERATI 1 PROGETTO DEL GREZZO DISEGNO DEL GREZZO FATTORI TECNOLOGICI (FONDERIA + LAVORAZIONI SUCCESSIVE) FATTORI ECONOMICI Scelta del piano di divisione delle staffe Scelta anime o forature successive Raggi di raccordo Variazione degli spessori (Metodo dei cerchi) Sovrametalli 2 PROGETTO DEL MODELLO DISEGNO DEL MODELLO FATTORI TECNOLOGICI (FONDERIA) ED ECONOMICI Tipo e materiale del modello Ritiri Portate d’anima Dimensioni del getto 3 PROGETTO DEL SISTEMA DI ALIMENTAZIONE (MATEROZZE) NUMERO, DIMENSIONE E POSIZIONE DELLE MATEROZZE FATTORI TECNOLOGICI (FONDERIA) Numero: Raggi di influenza Dimensione: Capacità di alimentazione Posizione: Solidificazione direzionale 4 PROGETTO DEL SISTEMA DI COLATA TIPO E DIMENSIONI CANALI DI COLATA, CANALI DISTRIBUTORI, ATTACCHI DI COLATA Tempo di riempimento Vincoli sul tempo di riempimento 5 PROGETTO FORMATURA E STAFFE PROCESSO DI FORMATURA, TIPO E DIMENSIONI DELLE STAFFE FATTORI TECNOLOGICI ED ECONOMICI Scelta della terra di fonderia Più pezzi colati insieme Dimensioni delle staffe 6 CALCOLO DELLE SPINTE METALLOSTATICHE PESI E/O SERRAGGIO STAFFE (Per evitare il sollevamento della staffa superiore) FATTORI TECNOLOGICI Geometria della cavità Presenza di anime Peso della staffa superiore

5 SCELTA DEL PIANO DI DIVISIONE
Risolvere i SOTTOSQUADRI ANGOLI DI SFORMO (Per facilitare l’estrazione del modello in fase di formatura) Da Tabella 1 scegliamo =2° Le superfici inclinate del getto verranno lavorate successivamente nel ciclo di asportazione di truciolo! VANTAGGI: Superficie Piana Anima Verticale Facilità nella collocazione di Materozze Unico Modello (Placca Modello) g

6 FORI E CAVITÀ I fori di piccolo diametro sulla superficie superiore ed inferiore saranno realizzati durante il ciclo di lavorazione La cavità centrale può essere ottenuta nel ciclo di fonderia utilizzando un’anima. L’applicabilità dell’anima dipende dalla robustezza dell’anima stessa e della sollecitazione cui è sottoposta D = 32 mm s = 16 mm, L=194 mm Non può essere utilizzata un’anima passante in quanto non è rispettata la condizione 3s<D consigliata in Tabella 2

7 FORI E CAVITÀ D = 50 mm s = 25 mm, L = 100 mm.
Pertanto siamo nel caso 2s≤D≤3s e, nel caso di foro cieco, risulta L≤2D. Quindi l’anima resiste alle sollecitazioni cui è sottoposta (Tabella 2). Anima a sbalzo

8 RAGGI DI RACCORDO Sono necessari per:
ridurre la concentrazione delle tensioni durante il raffreddamento limitare gli accumuli di metallo evitare le zone di erosione della forma La misura dei raccordi è consigliata in Tabella 3

9 VARIAZIONE DEGLI SPESSORI
METODO QUALITATIVO DEI CERCHI DI HEUVER Per evitare velocità di raffreddamento troppo diverse tra parti adiacenti, e le conseguenti tensioni di ritiro, occorre che la variazione tra i raggi dei cerchi tangenti non superi il  30%. Nel nostro caso la condizione non è rispettata: occorre modificare gli spessori. Lo facciamo adottando un’anima opportunamente sagomata LIMITI del metodo dei cerchi: il problema è considerato nel piano si approssimano con cerchi geometrie non circolari non si tiene conto di effetti di bordo o della presenza di raffreddatori, ...

10 SOVRAMETALLI Sulla superficie superiore, inferiore e sulla superficie interna è richiesta una certa finitura Occorre prevedere del sovrametallo per le successive lavorazioni alle macchine utensili L’entità del sovrametallo su ogni superficie è consigliata in Tabella 4 Esempio: superficie A Dimensione nominale Dn= 194 mm (distanza da un piano di riferimento) Massima dimensione del getto Dmax= 300 mm (diametro base) scegliendo una tolleranza “B” il sovrametallo da prevedere è s= 6 mm superficie B Dn = 34 mm Dmax= 300 mm s= 4 mm

11 DISEGNO DEL GREZZO

12 PROGETTAZIONE DEL MODELLO
RITIRI Per ottenere il grezzo desiderato occorre maggiorare le dimensioni del modello per compensare il ritiro del getto in fase solida durante il raffreddamento Coefficiente moltiplicativo 1.8 % (Vedi Tabella 5) PORTATE D’ANIMA Visto l’elevato numero di pezzi da realizzare e le loro piccole dimensioni, utilizziamo delle placche modello in acciaio Placca superiore Placca inferiore Portata d’anima

13 ANDAMENTO QUALITATIVO DEL VOLUME DEL GETTO
Ritiro in fase liquida compensato dalle MATEROZZE Ritiro in fase solida compensato dal MODELLO VOLUME SPECIFICO TAMB TFS TIS TCOLATA log T

14 DISEGNO DEL MODELLO Le misure del modello vanno rilevate con un metro al ritiro dell’1.8% (Vedi Tabella 5)

15 ANALISI TERMICA È necessario che le ultime parti a solidificare siano le MATEROZZE (Per evitare CAVITÀ DI RITIRO nel pezzo) L’istante di inizio solidificazione è proporzionale al MODULO TERMICO: CALCOLO DEI MODULI TERMICI Scomposizione del pezzo in diverse zone

16 ANALISI TERMICA

17 ANALISI TERMICA

18 ANALISI TERMICA

19 ANALISI TERMICA

20 ANALISI TERMICA

21 ANALISI TERMICA ZONA MODULO TERMICO A 12.4 B 10.0 C 13.3 D 15.1 E
ME=13.3 MD=15.1 MC=13.3 MB=10.0 MA=12.4

22 ANALISI TERMICA Per ottenere una buona solidificazione direzionale occorre che: I moduli termici delle parti adiacenti crescano gradualmente fino alla parte che solidifica per ultima (almeno 10%) La variazione tra i moduli termici adiacenti risulti contenuta (non più del 30%) per evitare tensioni di ritiro Desideriamo ottenere una solidificazione che parta dal basso e termini in alto (da A ad E) Occorre quindi che: MA < MB < MC < MD < ME La zona A deve assumere modulo termico minore della zona B, mentre la zona E deve assumere modulo termico maggiore della zona D. Bisogna intervenire con dei raffreddatori nella zona A che accelerino la solidificazione e coibentare la zona E per ritardarne la solidificazione, oppure occorre raffreddare la zona D. ME=13.3 MD=15.1 MC=13.3 MB=10.0 MA=12.4 A E Materozza su E

23 DIMENSIONAMENTO DELLA MATEROZZA
Il modulo termico della zona E è ME= 13.3 mm. La presenza dei riscaldatori deve indurre un aumento di almeno il 10% di MD. Pertanto si può assumere che ME=16.6 mm Il modulo della materozza posta sulla zona E deve essere: MM ≥ 1.2 ME ≥ 1.216.6 =19.9 mm Scegliendo la materozza tale che H=1.5 D, dalla Tabella 6 ASSOFOND, considerando MM = 2.0 cm VM = 1.5 l WM = 10 kg DM = 107 mm HM = 160 mm Ritiro del getto in fase liquida: TCOLATA= 1560 °C Acciaio con 0.2 % Carbonio Da Tabella 7 Ritiro 4% Da Tabella 6 ASSOFOND con un ritiro del 4%, la materozza può alimentare un getto di peso e volume fino a : W = 29.6 kg V = 3.8 l Il getto in questione rispetta ampiamente tali limiti (volume del getto circa 2.9 l). Ø 107 160

24 DIMENSIONAMENTO ATTACCO MATEROZZA
I valori consigliati sono (“Giusti- Santochi”) (vedi Tabella 8): d= 0.40 D L=0.140.18 D Nel nostro caso D= 107 mm d= 43 mm L=17 mm (L=0.16 D) L 64 41 107

25 VERIFICA DEL RAGGIO DI INFLUENZA MATEROZZA
Consente di verificare qualitativamente se la materozza è in grado di alimentare tutti gli spessori del getto. Se così non fosse, occorrerebbe prevedere altre materozze (e/o l’utilizzo di raffreddatori) Gli spessori del getto (“raddrizzati nel piano”) possono essere così schematicamente rappresentati: La Tabella 9 indica che la materozza è in grado di alimentare tutti gli spessori. Inoltre, siamo in condizioni di sicurezza per la presenza dei raffreddatori alle estremità. 23 83 31 104 36 66

26 VERIFICA DEL RAGGIO DI INFLUENZA MATEROZZA
Nel caso di materozze poste su corone circolari, oltre alla verifica nello spessore, occorre verificare la capacità di alimentazione “radiale”. Si “raddrizza” la corona circolare e la si approssima ad una piastra: La massima distanza tra due materozze è 4T: il numero di materozze deve essere: Materozza RMEDIO Getto Anima DMAX =4 T RMAT T

27 IL SISTEMA DI COLATA Canale di colata
Collettore Attacco di colata Bacino di colata Materozza Scegliamo un sistema pressurizzato con canale cilindrico, collettore ed attacchi singoli triangolari SISTEMA PRESSURIZZATO VANTAGGI Evita il risucchio di aria esterna SVANTAGGI Velocità più elevata negli attacchi Occorre dimensionare: Sezione del canale di colata SC Sezione del collettore SD Sezione dell’attacco di colata SA

28 DIMENSIONAMENTO DEL SISTEMA DI COLATA
CALCOLO DEL TEMPO DI RIEMPIMENTO (FORMULA DI DITERIT) G = peso del getto = VG= 22.7 kg Il tempo di riempimento deve essere: Inferiore al tempo massimo che la forma esposta all’irraggiamento del metallo liquido può sopportare senza danneggiarsi (Tabella 10) Utilizzando una terra sintetica TMAX = 20÷60 s OK! Inferiore al tempo di inizio solidificazione calcolato con la formula “ASSOFOND” (Tabella 10) Nel nostro caso TMAX  60 s OK! Non si può scegliere un tempo di riempimento troppo breve e ciò per evitare di avere velocità troppo elevate che danneggerebbero la forma (v 1 m/s)

29 DIMENSIONAMENTO DEL SISTEMA DI COLATA
CALCOLO DELLA PORTATA MEDIA VG = volume del getto Tr = tempo di riempimento VG = 22.91 dm3= 5.82 dm3 Qm= 5.82/9.5 = 0.61 dm3/s CALCOLO DELLA VELOCITÀ H deve tenere conto della contropressione Considerando le dimensioni del getto e delle materozze ed avendo deciso di colare due getti nella stessa forma, scegliamo la staffa superiore di dimensione 600800400 (abh, Tabella 11) hi = 400 mm, hf = 206mm hi hf

30 DIMENSIONAMENTO DEL SISTEMA DI COLATA
CALCOLO DELLA SEZIONE DEGLI ATTACCHI DI COLATA SA PER UN SISTEMA PRESSURIZZATO dato che gli attacchi alimentano due getti, la sezione del singolo attacco è 1.95 cm2. Per un sistema pressurizzato SC : SD : SA = 4 : 3 : 2 quindi SA = 3.91 cm2, SD = 2.92 cm2 , SC = 3.90 cm2 Dalla Tabella 12: SA = 200 mm2 (20  20) SD = 282 mm2 (22  26) SC = 380 mm2 (Ø22)

31 LA FORMATURA Vista l’esigenza di produrre un pezzo di piccole dimensioni su larga scala, utilizziamo delle placche-modello PLACCA SUPERIORE PLACCA INFERIORE Il modello del canale di colata, del bacino di colata e della materozza è allestito su una piastra che viene premuta sulla staffa superiore

32 LA FORMATURA si posiziona la staffa sulla macchina
si abbassa la staffa e si realizza l’accoppiamento placca-staffa. si posiziona il modello del canale di colata, del bacino di colata e della materozza

33 LA FORMATURA si riempie la staffa con la terra di fonderia
si realizza la formatura con il metodo di vibro-compressione

34 LA FORMATURA si disaccoppiano la staffa e la placca, si innalza la staffa e si rimuove la piastra si rimuove la staffa dalla macchina si opera una rifinitura a mano, una pulitura ed un controllo generale si ripetono i passi dall’1 al 4 per la staffa inferiore si procede all’indurimento: le resine indurenti fanno si che esso avvenga in un tempo relativamente breve e a freddo, quindi con notevole risparmio di energia rispetto alle tecniche che usano forni essiccatori. Questo tipo di indurimento fornisce inoltre buona finitura superficiale e tolleranze più ristrette rispetto a quelle in terra naturale posizionamento dell’anima, del filtro, accoppiamento staffe e serraggio viti

35 SPINTE METALLOSTATICHE
B A h1 h2 r2 r1 r3 r1 = 150 mm r2 = 50 mm r3 = 32 mm h1 = 370 mm h2 = 272 mm p0 = ph=0 p0= 0 per h=0  ACCIAIO LIQUIDO = 7.8 kg/dm3 N.B. la superficie superiore non esercita alcuna spinta perché sopra di essa è collocata la materozza

36 SPINTE METALLOSTATICHE
le spinte metallostatiche possono anche essere calcolate come il peso del volume tratteggiato le spinte metallostatiche devono essere contrastate dal peso della staffa superiore  VERIFICA h1 h2 r3 r2 r1

37 SPINTE METALLOSTATICHE
CALCOLO DEL PESO APPROSSIMATO DELLA STAFFA SUPERIORE VS = VTOTALE STAFFA –2 VMATEROZZA – 2 VGETTO = =  2.9 = 183 dm3 considerando che SABBIA = 2.7 kg/dm3 il peso della staffa superiore è FS =  VS = 494 kg FS > FTOT Le spinte metallostatiche sono contrastate dal peso della staffa superiore. Se così non fosse stato, sarebbe stato necessario aggiungere dei pesi sulla staffa superiore e/o dimensionare opportunamente le viti serraggio delle staffe. 800 600 400

38 SPINTE METALLOSTATICHE

39 Tabella 1

40 Tabella 2

41 Tabella 3

42 Tabella 4

43 Tabella 5

44 Tabella 6

45 Tabella 7

46 Tabella 8

47 Tabella 9 R=k·S Raggio di influenza
S spessore medio del getto nella zona di attacco della materozza Valori di k acciaio 3.5-5 ghisa 5 bronzo 5-8 leghe leggere 5-7

48 Tabella 10 Dati per Formula ASSOFOND del Tempo massimo di Colata
Coefficiente di riduzione: C = 0.85 Peso specifico metallo: g1 = 7.8 kg/dm3 Peso specifico sabbia: g2 = 2.7 kg/dm3 Calore specifico metallo: Cp = 0.20 kcal/(kg °C) Calore specifico sabbia: Cp = 0.19 kcal/(kg °C) Diffusività termica: h = dm/s0.5 Temperatura di colata: Θc = 1560 °C Temperatura di liquidus: Θl = 1490 °C Fattore di forma: w = 0.95

49 Tabella 11

50 Tabella 12