Alimentación

OPTIMIZACION DE SISTEMAS DE ALIMENTACION Y LLENADO

TRATADO DE ALIMENTACION DE PIEZAS DE FUNDICION

INDICE PROLOGO 1.- INTRODUCCION 2.- RENDIMIENTO DE PIEZA 3.- ALIMENTACION VS. LLENADO 4.- TERMODINAMICA DEL ENFRIAMIENTO 4.1.- Transmisión del calor 4.1.1.- Resistencias a la transmisión del calor 4.1.2.- Resistencia 1 : la pieza 4.1.3.- Resistencia 2 : interfase metal/molde 4.1.4.- Resistencia 3 : el molde 4.2.- Concepto de Módulo Geométrico 4.3.- Módulo térmico o de enfriamiento 5.- MOVIMIENTOS DEL MOLDE. RIGIDEZ 5.1.- Molde rígido y Molde blando 5.2.- Dilatación del molde 5.3.- Rigidez 6.- SOLIDIFICACION DE LAS ALEACIONES. CAMBIOS DE VOLUMEN 6.1.- La contracción de los materiales 6.2.- La familia de los hierros grafíticos 6.3.- Modos de solidificación 6.4.- Tendencia al rechupe 6.4.1.- Factores de influencia 6.4.2.- Fundiciones nodulares y laminares 6.4.3.- Influencia de la Inoculación 6.4.4.- Influencia de la Calidad Metalúrgica 6.5.- Los cambios de volumen. Presiones de expansión 6.5.1.- La calidad metalúrgica y los cambios de volumen 6.5.2.- Las presiones de expansión. Factores de influencia químicos 6.5.3.- El módulo y las presiones de expansión 7.- COMPENSACION DE LOS CAMBIOS DE VOLUMEN. ALIMENTACION 7.1.- Las Mazarotas 7.2.- Enfriaderos 7.2.1.- Enfriaderos externos 7.2.2.- Enfriaderos internos 7.3.- Regruesamiento o “Padding” 7.4.- Galletas exotérmicas o aislantes 7.5.- Manguitos 7.6.- Aletas 8.- PASOS EN EL DISEÑO DE LA ALIMENTACION 8.1.- Pautas del diseño 8.2.- Planificación del diseño 9.- CALCULO DEL MODULO 9.1.- Módulo de figuras geométricas elementales 9.2.- Módulo medio 9.3.- Segmento 9.4.- Análisis y Distribución fraccional de módulos

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9.4.1.- Análisis del módulo 9.4.2.- Distribución de módulos 9.5.- Módulo representativo 9.6.- Módulo de Transferencia de Líquido 9.7.- Módulo Significativo 9.8.- Transferencia interna. Módulo de transferencia 9.9.- Desviaciones típicas en la aplicación del concepto “Módulo Geométrico” 9.9.1.- Machos rodeados de metal 9.9.2.- Módulo de cruces y rincones 9.9.3.- Cuello unión mazarota-pieza 9.9.4.- Otros puntos calientes 9.10.- Método CTIF. Coeficiente de Forma. Placa Equivalente 9.11.- Unidad de Alimentación 10.- SISTEMAS DE ALIMENTACION 10.1.- Alimentación convencional 10.2.- Alimentación Aplicada o por Aplicación de la Presión de Expansión 10.3.- Método del CTIF. Análisis de la forma 10.4.- Método de Holzmüller y Kucharcik 11.- TEMPERATURAS Y TIEMPOS DE COLADA 11.1.- Temperatura de colada 11.2.- Tiempo de colada 12.- LA ALIMENTACION APLICADA 12.1.- Alimentación Aplicada Directamente o por Aplicación de la Presión 12.1.1.- Fundamentos del proceso 12.1.2.- Pasos o etapas del Diseño en AAD 12.1.3.- principios en que se basa y ejemplos 12.1.4.- Alimentación con el Sistema de Llenado o Bebedero 12.2.- Diseño Sin Alimentación o Mazarotaje 12.2.1.- Bases del Diseño 12.2.2.- Condiciones y Pasos del diseño 12.2.3.- Diseño de la mazarota de seguridad 12.3.- Diseño de Sistemas de Alimentación por Control o Alivio de Presión 12.3.1.- Principios del proceso 12.3.2.- Discusión detallada del principio 12.3.3.- Diseño de la mazarota 12.3.4.- Diseño del cuello de la mazarota 12.3.5.- Módulo del ataque 12.3.6.- Distancia de transferencia líquida 12.3.7.- Pasos del Diseño 12.3.8.- Comentarios adicionales sobre la ACP 12.3.9.- Ejemplos de realizaciones 12.4.- Alimentación de fundiciones parcialmente carburídicas 12.4.1.- Generalidades 12.4.2.- Diseño del Sistema de Alimentación 12.4.3.- Comentarios a la Alimentación de Ni-Resist, laminar y esferoidal

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13.- ANALISIS DE LA FORMA POR LAS SECCIONES Y FIGURAS DE REFERENCIA. METODO CTIF. 13.1.- Método simplificado para la determinación de las dimensiones de las mazarotas mediante el empleo de un calculador 13.1.1.- Caso de piezas de forma prismática 13.1.2.- Particularidades del método 13.2.- Método elaborado por análisis de la forma de la pieza (piezas de forma compleja) 13.2.1.- Fines del análisis de la forma 13.2.2.- Determinación de la Placa Equivalente 13.2.3.- Figuras de referencia macizas 13.2.4.- Figuras de referencia huecas 13.2.5.- Figuras de referencia de uniones y núcleos 13.3.- Ejemplos de aplicación del Análisis de la forma por las secciones y figuras de referencia 13.3.1.- Definición de la Sección de referencia 13.3.2.- Ejemplos aplicados a partir de las Figuras de referencia 13.3.3.- Marcha a seguir para el análisis de la forma de una pieza 13.3.4.- Las tres reglas del mazarotaje 13.3.5.- Ejemplos de aplicación 14.- METODO DE HOLZMÜLLER Y KUCHARCIK. FUNDICION DE GRAFITO LAMINAR 14.1.- Características de la solidificación de las fundiciones grises 14.2.- Influencia del tiempo de contracción sobre la forma aún alimentable de la pieza 14.3.- Determinación del tamaño de la mazarota 14.4.- Distancia de alimentación de la fundición 14.5.- Proceso resumido para el cálculo de sistemas de alimentación 14.6.- Algunos ejemplos de aplicaciones 14.7.- Caso de la fundición de grafito esferoidal 15.- DISEÑO DE LA MAZAROTA 15.1.- Papel de la mazarota 15.2.- Mazarotas Abiertas vs. Cerradas (Ciegas) 15.3.- Diseño del techo de la mazarota 15.4.- Dimensionado de mazarotas con separación horizontal 15.5.- Mazarotaje con separación vertical 15.5.1.- Cálculo de la mazarota 15.5.2.- Ejemplo de cálculo de alimentación 15.6.- Metal disponible. Volumen de alimentación. 15.7.- Mazarotas especiales 15.7.1.- Mazarotas con macho “separador” 15.7.2.- Mazarota “botella” 15.7.3.- Mazarota Connor 15.8.- Modificación del módulo de la mazarota 15.8.1.- Manguitos exotérmicos y aislantes 15.8.2.- Cálculo de manguitos 15.9.- Distancia de alimentación. Número de mazarotas 15.9.1.- Bases metalúrgicas. Alimentación Aplicada

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15.9.2.- El concepto de distancia de alimentación 15.9.3.- Valores de las distancias de alimentación 15.9.4.- Número de mazarotas 15.9.5.- Prueba patrón de distancia de alimentación 16.- DISEÑO DEL CUELLO 16.1.- Generalidades 16.2.- Relación entre el módulo del cuello y el de la pieza con fundición esferoidal. Influencia del contenido de magnesio 16.3.- Módulo y dimensiones del cuello APENDICE I.- LEY DE CHVORINOV. ENFRIAMIENTO Y SOLIDIFICACION DE LOS HIERROS GRAFITICOS APENDICE II.- LOS CAMBIOS DE VOLUMEN Y EL MOLDE APENDICE III.- LOS CAMBIOS DE VOLUMEN Y LA METALURGIA APENDICE IV.- BASES DEL MAZAROTAJE POR APLICACION DE PRESION O ALIMENTACION APLICADA DIRECTAMENTE

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PROLOGO En este Tratado de Alimentación, que constituye la 1 ª parte del estudio en amplitud de los Sistemas de Alimentación y Llenado de piezas en Fundición, se han revisado y estudiado más de treinta referencias sobre el tema. Como en todo, unas son más completas que otras y nuestra intención ha sido la de arbitrar caminos cuando han surgido desviaciones u opiniones opuestas. Por ello, en la mayor parte del trabajo se ha adaptado la obra de S. Karsay, reproduciendo literalmente gran parte de sus escritos, diagramas, etc. Esto se debe a considerar su obra como más avanzada. Sin embargo, los criterios empleados en ella *), no solamente han sido algo confusos e insuficientes en ocasiones sino que, con el tiempo, se han llegado a contradecir. Por ello, se ha plasmado en este estudio la interpretación más plausible pendiente de corroborar en la práctica. Es nuestra intención plasmar claramente los métodos de forma que el lector tenga a su alcance toda la información. Y luego, mediante ejemplos y explicaciones, comparar y resaltar dónde coinciden, en qué proporción y , si es posible, sacar un método propio (Esto se ha realizado en la segunda parte, Tratado de Llenado) Con el estudio de la Alimentación de las piezas, además de la optimización del rendimiento, que se ve más adelante, se busca también mejorar la calidad obteniendo piezas sanas y buenas. En este campo, la ausencia de defectos significa la ausencia de cavidades tipo rechupe; se hará pues abstración de defectos tales como inclusiones y sopladuras y siempre con la mente puesta en las fundiciones de hierro, pues, para otras aleaciones, con gases disueltos en proporciones mucho más altas, los métodos aquí descritos podrían no ser aplicables, especialmente el de las distancias de alimentación. Una pieza sana es una pieza que en ningún sitio presenten defectos detectables con el medio de control empleado; por tanto, es esencial precisar, para estimar los costos de fabricación, el medio de control exigido. Uno de los métodos más precisos de control a nuestra disposición es el examen micrográfico. Una pieza sana al examen micrográfico es una pieza sin ningún microrechupe. Sin embargo es largo y costoso, además de destructivo y no extendible a toda la masa. Por ello su aplicación no está generalizada para este tipo de defecto. Y se recurre a otros medios, como los rayos X, examen ganmagráfico y ultrasonidos. La dimensión mínima de los defectos detectables es función del método operatorio y de los materiales empleados así como de las dimensiones de las piezas. Finalmente, existen medios de control más rudimentarios, tales como el ensayo a presión o, simplemente el examen ocular. En la práctica industrial se da una pieza por buena cuando su funcionalidad es satisfactoria. Lo que no quiere decir que esté absolutamente libre de defectos.

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1.- INTRODUCCION La aplicación de métodos científicos al conocimiento de las fundiciones es reciente. Los dos creadores y educadores más importantes fueron N. Chvorinov en la primera parte del siglo XX y R. Wlodawer en la mitad. Su trabajo se dedicó más al acero, cuya demanda en esa época fue enorme. Los hierros grafíticos tuvieron menos atención. Pero existía una urgente necesidad de aplicar métodos racionales al diseño de los sistemas de alimentación y llenado. Además, las exigencias a las piezas de fundición gris aumentaron continuamente. Los bloques de motor perdiendo continuamente agua y aceite fueron inaceptables. La apariencia de la superficie de las piezas y la ausencia de defectos en las superficies mecanizadas se convirtieron posteriormente en elementos de gran importancia con la mejora del diseño. El nacimiento de la fundición de grafito esferoidal en 1.948 y la de la grafito compacto veinte años después coinciden con la insistente demanda del usuario de perfección en este tipo de piezas. Muchos respondieron a esta urgente demanda y no es cuestión de este tratado. El enfoque más importante al respecto tuvo sus bases en la reconsideración de lo que ocurre en las piezas de fundición gris durante el enfriamiento y solidificación. En el curso de la convención Charpy/Goerens se desechó el doble equilibrio Fe-C. El sistema Fe – Fe3 C, que es generalmente clasificado como “meta-estable” ha sido definido como estable y único. Después de haber recopilado una impresionante masa de evidencias, la escuela de Canadá postuló que cualquier forma de grafito solamente puede cristalizar si hay presentes fases frontera durante el enfriamiento del líquido y la solidificación. En otras palabras, en el sistema Fe - C no puede aparecer ningún grafito. Es necesaria la presencia de otro componente y probablemente más de uno, que suministre las fases frontera , las cuales capacitan al grafito para cristalizar. Estas fases frontera son con la mayor probabilidad las superficies de las burbujas de gas presentes en la aleación . Un soporte relativamente reciente de la teoría de la fase frontera viene de Kyoto, Japón. Yamamoto, Chang y colaboradores han producido esferoides de grafito simplemente saturando hierro fundido con pequeñas burbujas de gas. Habiendo establecido las bases metalúrgicas, se enfocó la atención al fenómeno de la expansión, que era bien conocido por los fundidores. Los resultados son los siguientes asertos : A.

Contrariamente a las creencias generales la causa de la expansión no es la diferencia de densidad entre el grafito y el líquido saturado en carbono. La causa primaria de la expansión es la precipitación de burbujas de gas. El llenado de las burbujas con grafito en mayor o menor grado puede dar lugar a una ligera contracción. Si no está implicada ninguna fase gaseosa, ningún recipiente, por fuerte que sea, puede evitar el hinchado del molde y éste será proporcional al contenido de grafito.

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B.

La deducción de la literatura existente es que el comienzo de la precipitación de gas tiene lugar en la vecindad de los 1.500 º C.

C.

El cambio de volumen neto de la pieza de hierro líquido es el de la contracción del líquido rico en carbono en el enfriamiento menos el volumen de gas precipitado después de que una capa de hierro sólido impida al gas escaparse del interior del molde.

D.

Mientras el hierro está totalmente líquido la velocidad de contracción iguala a la velocidad de expansión.

E.

La temperatura a la que el cambio de volumen es nulo depende de : v La velocidad de precipitación de gas, es decir, la calidad metalúrgica v Temperatura y tiempo de colada v Espesor (módulo)

F.

La presión creada por la evolución gaseosa, en exceso de la velocidad de contracción líquida, actúa contra el molde. Los moldes fuertes pueden contener esta presión en estado elástico pero los moldes débiles o blandos, como los de arena en verde, van a deformarse plásticamente. La deformación plástica absorbe toda la expansión para hinchar la pieza.

G.

La evolución de gas disminuye al bajar la temperatura y, hacia el fin de la solidificación, el cambio neto de volumen es una contracción. (Contracción secundaria). Esta contracción secundaria tiene lugar en un avanzado estado de solidificación y no puede ser compensada desde las mazarotas.

H.

Un camino para compensar la contracción secundaria es presurizar el líquido durante el período de expansión. Los moldes rígidos no ceden plásticamente bajo las presiones de la expansión. Los moldes blandos requieren un control de estas presiones para mantener el molde en el nivel elástico.

Veamos una explicación del mecanismo de la compensación de la contracción secundaria por la presión. Sucedió primero en Japón y luego siguió en otras partes del mundo. El aserto de que la contracción secundaria puede ser compensada por la presión de expansión fue amplia y profundamente debatido sobre la base de que el volumen y presión en líquidos y sólidos no son calidades intercambiables. La respuesta de S. Karsay es conocida. Una respuesta simple es que mientras el molde no se deforme plásticamente puede y se deforma elásticamente. Cuando la presión disminuye durante la contracción secundaria, el molde deformado en estado elástico se recupera siguiendo el relativamente pequeño descenso de volumen. No hay lapso de lógica excepto por el hecho de que la contracción secundaria tiene lugar en el centro térmico y su compensación por el retroceso elástico del molde requiere la deformación plástica de la capa sólida de hierro por todas las direcciones hacia el centro térmico. Esto hace el mecanismo no creíble.

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Existe una explicación alternativa. Si la primera causa de expansión es la precipitación de la fase gaseosa, un descenso moderado de la presión interna lo único que hará es que aumente el volumen de las burbujas gaseosas pero no evita que se llenen de grafito. Los defectos de porosidad pueden aparecer solamente si los huecos de gas son demasiado grandes para convertirse posteriormente en partículas de grafito. Esta alternativa y explicaciones más creíbles de la compensación de la deficiencia de volumen con el incremento de presión previo está también soportada por evidencias metalográficas. Bajo condiciones adversas la fase gaseosa que precipita en el centro térmico como porosidad no es probablemente CO sino bien nitrógeno o hidrógeno o ambos, precipitando por el descenso de presión. En este sentido, el mantener los contenidos de N y de H en el hierro ayuda a disminuir la tendencia a formar porosidades.

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2.EL RENDIMIENTO DE PIEZA COMO UNA BASE PARA LA ECONOMIA DE FABRICACION Se define el rendimiento de pieza como :

peso de piezas buenas x 100.....(%) total peso colado Su valor es una de las variables más influyentes en la economía de producción de todas las de la fundición. Para resaltarlo veamos un ejemplo con ciertos costos y valores : Costo de la carga metálica :

270 € /ton

Valor de refundir el hierro chatarra : Valor de las piezas buenas :

60 € /ton 1.200 € /ton

Se tienen 1.000 kg de metal y se funden, con un costo de 60 €. Supongamos que obtenemos dos rendimientos diferentes : Rendimiento

50 %

60 %

Se tienen en piezas :

500 kg

600 kg

Carga sólida :

500 kg

400 kg

El valor de las piezas es :

600 €

720 €

Para volver al estado inicial de carga existente se adquieren : 500 kg

600 kg

que cuestan :

135 €

162 €

Obtenido :

600 €

720 €

Gasto en fundir :

60 €

60 €

Gasto en carga :

135 €

162 €

405 €

498 €

BALANCE :

Total valor generado por tonelada de líquido La diferencia es 93 €/Tonelada.

Una tonelada de líquido aumenta su valor por cada 1 % de incremento del rendimiento en 9,3 €.. Si se fabrican 10.000 toneladas año, cada 1 % de mejora de rendimiento suponen 93.000 €. Puede cuestionarse el valor de la chatarra. Su costo de producción es mucho más alto que el indicado pero su valor hacia la fundición (intente venderlo) no es mayor que el precio ponderado de todos los materiales de carga nuevos adquiridos. La diferencia entre costo y valor hay que considerarla como pérdida por gastos de mantenimiento o calcularla para las condiciones dadas y añadirla al valor aumentado al aumentar el rendimiento. Una razón más para aumentar el rendimiento. El precio de la fundición de grafito compacto no puede ser significativamente muy distinto de la de grafito esferoidal. La ganancia

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mediante mejorar el rendimiento con hierro gris será más modesta pero también de gran significación. Los hierros austeníticos o altamente aleados tienen valores mucho más altos, tanto por pieza como por refundir chatarra debido al alto precio de los materiales empleados. La ganancia neta debida al aumento de rendimiento es todavía comparable a los valores deducidos en la medida en que la recuperación de elementos de aleación es del 100 %. Otros ahorros adicionales se obtienen por : -

ahorro debido a menos consumo de energía por tonelada de pieza buena

-

menos consumo de refractarios

-

menos manipulación

-

menos pérdidas en fusión

-

producción más rápida

-

etc.

Es importante establecer un balance del metal de forma que las cantidades involucradas en los diversos aspectos del proceso bajo el punto de vista de pérdidas o reciclajes puedan verse claramente. Un balance del metal debiera contemplar : •

pérdidas en fusión

•

metal lingotado

•

salpicaduras y vertidos

•

bebederos y mazarotas

•

pérdidas por rebarbado

•

piezas chatarra

•

piezas buenas

Algunas de estas cifras están disponibles en los registros de producción de la fundición pero otras habrá que estimarlas con pruebas hechas esporádicamente. Un ejemplo de mejora de rendimiento es el aumento del nº de piezas por molde o el empleo de una mazarota para varias piezas o ambos inclusive. Pero siempre que se mantengan los niveles de calidad. En la figura 2.1 se ven ejemplos de ambos casos. En el primer caso se ha pasado de 2 a 3 piezas y se ha aumentado el rendimiento del 39 al 65 % y en el segundo, de 3 a 4, mazarotas comunes y el rendimiento ha pasado del 32 al 48 %

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Fig.2.1.- Aumento de 2 a 3 piezas y de 3 a 4

Deben recordarse siempre las siguientes técnicas para aumentar el rendimiento del molde : •

La práctica de añadir piezas de relleno o superpuestas en espacios libres puede aumentar el rendimiento (ver figura 2.2). Una pieza en forma de marco se moldea en la parte superior y la otra en la inferior . Dos machitos separan las dos piezas.

Fig. 2.2.- Piezas en forma de marco mostrando un uso efectivo de la caja

Rediseño. Ver de eliminar machos rediseñando la pieza. Con ello se puede ganar además del macho espacios vacíos por sus portadas. Moldes pegados o en racimo. Ciertas piezas se prestan a este tipo de producción. El principio se muestra en la figura 2.3, proceso H, en plano horizontal

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Figura 2.3.- Piezas fundidas con el proceso H después de desmoldear

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3.- INTERACCIÓN ENTRE LOS SISTEMAS DE ALIMENTACION Y LLENADO Lo menos importante para unir el diseño de la alimentación y el del llenado bajo el título de “método” es el hecho de que los productos de esta actividad sean metal no vendible apto solamente para volverlo a fundir. Razones más importantes son : •

La posición de la entrada del líquido en la cavidad del molde (ataques) influye en la distribución de temperaturas dentro de la pieza recién colada. En el caso de Alimentación Aplicada el objetivo es minimizar las diferencias del tiempo de solidificación entre los diferentes segmentos de la pieza en lugar de aumentarlas como en el caso de intentar la solidificación dirigida. En consecuencia, por razones de alimentación, el diseñador llevará los ataques a los segmentos delgados.

•

Dirigiendo al menos un ataque a la mazarota aumenta la vida activa de ambos, mazarota y ataque.

•

El tiempo de colada es directamente proporcional a la sección de estrangulamiento principal y ésta forma parte del sistema de llenado. Un tiempo de colada correcto es muy importante para evitar problemas de rechupe.

•

En ocasiones el sistema de llenado puede actuar también como sistema de alimentación

•

Las mazarotas actúan a menudo como “ensanches” recibiendo tanto escoria como arena y por tanto, protegiendo a la pieza de defectos del sistema de llenado.

•

El tamaño (módulo) de los ataques puede jugar un papel muy importante en el funcionamiento del sistema de alimentación.

•

Es raro que sea obligatorio alimentar las mazarotas directamente (mazarotas calientes). La colocación de la mazarota influye a menudo en el trazado del sistema de llenado.

•

Si se da el ataque a la mazarota tangencialmente se crea un torbellino en el que pueden quedar en el centro las materias menos densas reduciendo por tanto la aparición de escorias en la pieza.

Más adelante se verán unas pautas de diseño que sirven de normas de actuación genéricas; la lista no es completa, desde luego. Es más, hay que convencerse de que hay que guardar en mente el consejo : “ Tener las necesidades de alimentación en mente mientras se diseña el sistema de llenado y viceversa”. En este trabajo todo se menciona en el orden alimentación-llenado. La razón es simplemente que el conocimiento de la posición, tamaño y peso de las mazarotas debe preceder al diseño de llenado.

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4.- TERMODINAMICA DEL ENFRIAMIENTO 4.1.- Transmisión del calor 4.1.1.- Resistencias a la transmisión de calor El metal líquido caliente se toma un tiempo para enfriarse y solidificar. La velocidad a la que se enfría depende de una serie de resistencias descritas por Flemings (1.974). Estas son : 1.-

El líquido

2.-

El metal solidificado

3.-

La interfase molde metal

4.-

El molde

5.-

El medio que rodea al molde

Todas estas resistencias adicionadas en serie se muestran en el esquema de la Figura 4.1 :

Figura 4.1 Perfil de temperaturas durante la solidificación de una pieza mostrando la adición de las resistencias térmicas que controlan la velocidad de pérdida de calor.

En casi todas las situaciones la resistencia (1) es despreciable, como consecuencia del movimiento del líquido por convección forzada durante el llenado y el enfriamiento. Este flujo saca hacia el exterior más calor que el que puede salir por conducción. También es frecuente que la resistencia (5) también sea despreciable en la práctica. Habitualmente, con moldes de arena, el ambiente no afecta a la solidificación ya que para cuando el molde se empieza a calentar exteriormente

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(si no está ya), la pieza ya ha solidificado. Naturalmente, hay excepciones a esta regla, como moldes de paredes muy delgadas, etc. Por tanto, es importante señalar que las resistencias fundamentales a la pérdida de calor son los ítems (2), (3) y (4) que, por conveniencia, vamos a denominar (1 ), (2) y (3). Su efecto conjunto puede actualmente simularse por computadora con bastante éxito. Sin embargo, el problema es física y matemáticamente complejo, especialmente con piezas de geometría complicada. Queda mucho que recorrer para el entendimiento del tema así que se van a estudiar cada resistencia por separado utilizando una aproximación unidimensional. En este sentido se pueden deducir algunas soluciones analíticas que son sorprendentemente buenas aproximaciones a los problemas planteados. 4.1.2.- Resistencia 1 : la pieza Este tipo de solidificación no es común para metales de alta conductividad térmica. Para el flujo unidireccional de calor desde el metal colado exactamente en su punto de fusión Tm contra la pared del molde, a temperatura inicial T0 la transmisión de calor se describe con la ecuación : ∂T ∂ 2T = αS 2 ∂t ∂x Las condiciones de contorno son, para x = 0, T = T0 ; para x = S, T = Tm y en el frente de solidificación la velocidad de evolución del calor debe estar en equilibrio con la velocidad de conducción por el gradiente de temperatura, es decir :

 ∂S   ∂T  Hρ S   = KS    ∂T   ∂x  x = S donde KS es la conductividad térmica del sólido. La solución es : S = 2γ α S t Lo importante de esta fórmula es que da un ley parabólica para el regruesamiento de la capa sólida. Esto está en consonancia con la experiencia 4.1.3.- Resistencia 2 : interfase metal molde Esta interfase adquiere gran importancia cuando se aplica alguna pintura o se crea un hueco por contracción de la pieza no secundada por el molde. Para el flujo de calor unidireccional la fórmula es simplemente : q = − ρ S HA

∂S ∂t

donde H es la conductividad. Podemos poner : q = −hA(Tm − T0 )

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asumiendo que el molde es lo suficientemente grande y conductor para no subir su temperatura significativamente por encima de T0, con lo que la diferencia de temperaturas a través de la interfase es constante. Integrando las dos anteriores para S = 0 en t = 0, da : S=

o bien

t =

h(Tm − T0 ) ⋅t ρS H

ρS H ⋅S h (Tm − T0 )

Se ve inmediatamente que como la geometría no altera la transferencia de calor a través de la interfase, puede generalizarse la ecuación anterior para piezas de forma elemental a fin de calcular el tiempo de solidificación en términos de la relación de volumen a superficie (Módulo) de la pieza .

tf =

ρS H V ⋅ h (Tm − T0 ) A

Todos los cálculos anteriores suponen que H es constante. Sin embargo, en la mayoría de los casos es variable y depende de la geometría de la pieza especialmente. Mientras el molde se calienta y la pieza se enfría, los dos permanecen en contacto mientras la pieza permanece líquida. Cuando ésta empieza a solidificar, se hace resistente rápidamente y se separa del molde al contraerse. Suponiendo que la contracción es homogénea, podemos estimar el valor de la holgura, d, en función del diámetro de la pieza, D : d = α p {Ts − T } + α m {Tmi − T0 } D

Los subíndices p y m se refieren a la pieza y al molde respectivamente. Los de las temperaturas son s el punto de solidificación, mi la interfase del molde y 0 la temperatura original del molde. Esta ecuación sirve para ver qué simple es el fenómeno de la formación de la holgura. Indica que para una pieza de un metro, al llegar a la temperatura ambiente la holgura sería de 10 mm en cada una de las dos caras opuestas. Sin embargo, con paredes delgadas y aleaciones buenas transmisoras del calor, serían micras y no parece adecuado hablar de holguras en ese caso. Sin embargo, no es tan sencillo el tema. Se ha supuesto que el molde expande homogéneamente y no es así, dependiendo del material del que está constituido, cómo se ha compactado, sus dimensiones, etc. La figura 4.2 muestra los sitios probables de contacto en la figura esquematizada

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Figura 4.2.- Probables holguras de la pieza dibujada. Las flechas muestran los sitios probables de holgura cero

Dentro de los numerosos estudios hechos y que muestran cuán complejo es el tema pues depende de la rigidez del molde, además, hay uno que muestra sorprendentemente que aplicando una capa de pintura disminuye la holgura. Ver la figura 4.3.

Figura 4.3.- Resultados promediados de varias coquillas (Isaac y col. , 1985) ilustrando el comienzo de la holgura en las esquinas y desvaneciéndose hacia el centro. El aumento del espesor de la capa de pintura del molde parece retrasar la solidificación y reducir el crecimiento de la holgura

4.1.4.- Resistencia 3 : el molde El control del enfriamiento de las piezas coladas en arena silícea es normalmente efectuado por el molde. Este actúa como un excelente aislante. Un enfriamiento lento contribuye a reducir las propiedades mecánicas. Considerando de nuevo el caso más sencillo de condiciones unidireccionales y el metal colado a su temperatura de fusión, Tf contra un molde infinito a temperatura inicial T0 , la superficie del molde se calienta repentinamente hasta Tf en el instante t = 0 y tendremos :

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∂T ∂ 2T =αf 2 ∂t ∂x Según Flemings la solución a la ecuación es : S=

2 π

 T f − T0    K f ρfCf t ρ s H  14243 14 24 3 molde metal

Esta relación es más exacta para los metales no férreos. Es peor para los férreos y especialmente para los de estructura austenítica al ser más baja su conductividad. Obsérvese que un punto de fusión alto favorece la solidificación rápida; una pieza de acero solidificaría más rápido que una similar en hierro gris. Este hecho relativamente sorprendente se observa en la figura 4.4

Figura 4.4.- Tiempos de solidificación para piezas en forma de placa de distintas aleaciones y en distintos moldes.

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También favorece un enfriamiento más rápido un calor de fusión bajo. Para formas simples, si suponemos que reemplazamos S por VS/A donde VS es el volumen solidificado en el tiempo t y A es la superficie de la interfase metal-molde, (o sea, la de enfriamiento de la pieza), entonces t = tf donde tf es el tiempo de solidificación total de una pieza de volumen V. Tenemos : V  tf = C    A

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donde C es una constante para un material y molde determinados. Esta es la famosa Ley de Chvorinov, vista en el Apéndice I. Sus resultados con piezas de acero de 12 hasta 65.000 kg en moldes de arena se presentan en la figura 4.5, que muestra unos resultados soberbios (y en la 4.4, para diversos materiales).

Figura 4.5.- Tiempos de solidificación de piezas de acero en función del módulo.

Está claro que, ya que esta regla está hecha para flujo unidireccional, con moldes normales, el flujo será divergente y por tanto, más rápido.

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Podemos plasmar gráficamente la distribución de temperaturas en dos tiempos distintos, figura 4.6

Figura 4.6.- Repartición de temperaturas en la arena en tiempos t1 y t2

4.2.- Concepto de Módulo geométrico Si se suponen piezas con las tres formas básicas, placa, cilindro y esfera, teniendo las tres la misma relación volumen /superficie exterior, las tres solidifican en tiempos diferentes. Pero muy similares y calculables con razonable exactitud. Las placas muestran menos pérdidas debido a la turbulencia y las esferas máximas. La resistencia térmica de los moldes de arena en verde varía considerablemente con la densidad de atacado, el tamaño de grano y las adiciones, humedad, etc. Y el tamaño de la pieza. La acepción del módulo geométrico como base de cálculo es aceptada por todo el mundo aunque algunos autores emplean un coeficiente de corrección para aproximarlo al módulo térmico o aparente. En principio pues, se define el Módulo Geométrico como la relación entre el volumen de la masa en enfriamiento y la superficie de enfriamiento. Módulo geométrico =

Volumen Superficie enfriamiento

Es una de las herramientas más importantes en manos del fundidor práctico. Ni el peso ni el espesor de pared pueden dar una idea de la velocidad de enfriamiento tan exacta como la da el módulo. Sin el entendimiento y la utilización del módulo el diseño del sistema de alimentación es al azar, siendo un resultado exitoso cuestión de suerte. Por ejemplo, para un cubo de 10 cm de arista el volumen es 10 x 10 x 10 = 1.000 cm3 . Su superficie de enfriamiento : (6 caras de 10 x 10 cm cada una ) , 6 x 10 x 10 = 600 cm2

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Módulo =

1.000 = 1'67cm 600

Nótese que al dividir un volumen en cm3 entre una superficie en cm2 siempre se obtiene como unidades cm. Pero esto no quiere decir que calcular un módulo sea convertir un objeto tridimensional en otro lineal. Esto es más que una definición sencilla. Se espera que sea fácil de comprender. Aunque sencillo, es el cambio mayor de mentalidad en la actitud de muchos fundidores. Muy pocas fundiciones fabrican cubos de hierro. Y también, es verdad que muchas piezas tienen formas simples en las que el cálculo del módulo es sencillo y puede asignarse un simple número a toda la pieza. Invariablemente, las piezas más complejas se pueden convertir en dos o más segmentos de forma geométrica simple, cuyo módulo es fácil de calcular. Es tarea del diseñador el determinar- con la ayuda de este trabajo – en qué módulo de segmento o módulos debe basarse el diseño del sistema de alimentación. Se incluye información extensa en varios apartados , especialmente en el de encabezado Análisis del módulo y Distribución Fraccional del módulo. Para algunos autores, el módulo calculado de acuerdo a la geometría solamente se asimila al comportamiento real cuando la extracción de calor es unidireccional, (planchas infinitamente anchas, barras infinitamente largas, esferas). Según otros, no hay diferencias significativas entre uno y otro. Nosotros aceptamos que el módulo geométrico es lo bastante exacto para los propósitos prácticos (ver 4.3 y 9.9) con las excepciones de puntos calientes, que también se estudian. En cuanto a su papel, ver Apéndice I, ley de Chvorinov. En el caso de figuras planas, sería la relación Superficie /Perímetro. Su expresión es pues en unidades de longitud, usualmente en cm. 4.3.- Módulo térmico o de enfriamiento En realidad, el módulo al que es inversamente proporcional la velocidad de enfriamiento es el módulo térmico, también llamado de enfriamiento. En términos generales (y se verán en 9.9 las excepciones) este módulo térmico es proporcional al geométrico. Módulo térmico = Módulo geométrico x Coeficiente de forma Conforme mejor conozcamos los coeficientes de forma más exacto será el cálculo El CTIF propone dos métodos de cálculo de mazarotas, uno simplificado que consiste en recurrir al empleo de prismas exinscritos y que se reserva para el tratamiento rápido de piezas que no necesiten un estudio en profundidad (a cambio de una precisión menor) y, otro, más elaborado y destinado a piezas de forma compleja y con series más o menos elevadas. La pieza se descompone en elementos simples de los que se calcula el módulo geométrico y a partir de él, se aplica el método para sacar las mazarotas.

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El método consiste en sustituir el elemento de pieza considerado por una placa ficticia que solidificaría en el mismo tiempo que el correspondiente elemento y, una vez descompuesta la pieza en “Placas Equivalentes”, estudiar el sistema virtual con modelos o figuras tipo.

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5.- MOVIMIENTOS DEL MOLDE. RIGIDEZ 5.1.- Molde rígido y molde blando Cualquier aleación colada en un molde es en principio capaz de deformar la huella o cavidad. Las capas de arena superficial se dilatan con resultado no despreciable de desplazamientos de las paredes. En el caso de moldes blandos, los desplazamientos se efectúan hacia el exterior y en moldes rígidos, hacia el interior, en la medida en que la pieza se contrae.

Figura 5.1.- Movimiento de las paredes en huellas en arena

En el primer caso, moldes blandos (figura 5.1-A) las consecuencias son : •

el volumen de aleación suministrado por la mazarota o el sistema de llenado es más importante

•

aumenta la masa de las piezas

•

no se respetan las tolerancias dimensionales

En el segundo caso, moldes rígidos, figura 5.1-B, las consecuencias son: •

se mejora la sanidad de las piezas

•

puede ayudar el molde a las mazarotas en su función

•

garantía de exactitud dimensional

La seriedad del problema se muestra en la figura 5.2. en la que la distorsión creada en la pieza prismática por la deformación del molde se ha exagerado por claridad. 24

Figura 5.2.- Comparación entre molde rígido (a) y blando (b) en la porosidad interna de una pieza prismática con mazarota

Está claro que cualquier expansión del molde da lugar a una demanda extra de líquido Si no existe la suficiente cantidad de líquido alimentador en la mazarota la contracción se extiende a la pieza dando lugar al defecto llamado rechupe. Ya veremos cómo abordar el problema en la práctica en cada caso. En la gráfica adjunta se muestra el efecto de aumentar la rigidez del molde sobre la porosidad o rechupe en piezas de hierro nodular.(Figura 5.3)

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Figura 5.3.- Porosidad en piezas de grafito esferoidal en función del módulo de la mazarota y la rigidez del molde.

Las pruebas se realizaron a propósito con mazarotas de módulo inferior a 1’2 veces el de la pieza, relación considerada óptima por muchos autores (como se ve, todos los datos convergen en este óptimo). El incremento de porosidad es presumiblemente por poros de gas. En la historia de la fundición se han invertido muchos esfuerzos en dar rigidez a los moldes, ya que la mayoría de ellos han sido de arena en verde. En la figura 5.4 se muestra cómo un aumento de humedad disminuye la resistencia del molde mientras que un aumento de hulla la aumenta.

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Figura 5.4.- Efectos opuestos de las adiciones de agua y hulla sobre la capacidad de los moldes de arena en verde para resistir las presiones de expansión

En la figura 5.5 se muestra el efecto de la adición de bentonita en este mismo sentido

Figura 5.5.- Efecto de la adición de bentonita a la arena en verde que muestra cómo la expansión de una esfera de 75 mm de diámetro de fundición nodular sólo puede ser resistida por moldes con durezas entre 90 y 95, lo que sólo hace posible altas adiciones de bentonita

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5.2.- Dilatación del molde En el caso de un sólido que se calienta uniformemente, se expande uniformemente Esto incluye el caso en que el sólido tiene un agujero interior; el agujero también se expande de manera uniforme. Esto es conocido como expansión homogénea. Es importante entender este principio físico. Cuando las piezas tienen una conductividad relativamente alta, metales, es razonable pensar que la temperatura tiene una distribución más o menos homogénea. Esto se cumple en el caso de la figura 5.6 con un anillo en el que los diámetros interior y exterior crecen de forma paralela en un molde fabricado con diversos materiales.

Figura 5.6.- Dilatación de una corona en aluminio y hierro mostrando el aumento homogéneo de los diámetros interior y exterior de la pieza colada en moldes de arena de circonia (izquierda), olivina (centro) y sílice (derecha).

Las curvas de expansión de varios materiales de molde se muestran en la figura 5.7.

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Figura 5.7.- Curvas temperatura-dilatación para diversos materiales de moldes

En el caso de moldes de conductividad pobre, la distribución de temperaturas está lejos de ser uniforme. Además, el material del molde tampoco es uniforme. Y la expansión no será uniforme. En la realidad, la concentración de calor en la superficie del molde es tan grande que en ocasiones su expansión es hacia adentro, lo contrario de la expansión homogénea. Esto sucede cuando el molde de arena es rígido, como si el molde de arena ha sido estufado o secado. La figura 5.8 muestra la expansión de piezas en forma de cubo de acero y cobre en función de la altura de la mazarota. No obstante, el efecto es pequeño y realmente anulado por la modesta presión de una mazarota de solamente unos 75 mm de altura, como se ve en la figura. Esta pequeña diferencia puede explicarse fácilmente por un error de sólo un 0’3 % en la contracción calculada por el modelista. Si hubiese un error ahí, el arranque de la gráfica para arena seca partiría de cero.

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Figura 5.8.- Datos de Bertolino y Wallace (1968) sobre la expansión de un cubo en cobre y en acero en función de la altura de la mazarota

Cuando se han medido los movimientos reales del molde con transductores, los resultados son mixtos. Rickards (1.982) recogió pequeños movimientos hacia el interior previos a los subsecuentes hacia el exterior con moldes planos endurecidos con resinas químicas. Sin embargo, esto está en contraste con el trabajo de Winter y col. (1.987) con moldes de arena seca en los que no hay evidencia de movimiento hacia el interior (figura 5.9) Estos resultados pueden entenderse en base a la forma del molde en la zona afectada. La expansión hacia fuera puede ocurrir cuando la superficie del molde es cóncava hacia la pieza, como en la figura 5.10. Y lo contrario cuando es convexa. Los movimientos hacia adentro son pequeños , sin embargo, y posiblemente negligibles para la mayoría de los propósitos. Los moldes cilíndricos expandieron alejándose de la pieza mientras que los planos lo hicieron hacia la pieza, manteniendo el contacto bajo presión durante las primeras etapas del enfriamiento. El efecto se muestra de forma esquemática en la figura 5.10. Resumiendo, las variables intervinientes son : -

Expansión térmica del material del molde Ya se han visto las curvas para los distintos materiales

-

Los metales líquidos más calientes causan mayor expansión del molde Las diferencias son menores en moldes rígidos

-

Las piezas de módulo más alto causan una expansión del molde mayor.

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Figura 5.9.- Movimiento de las paredes del molde y de la pieza con una aleación de aluminio

Figura 5.10.- Movimiento de las paredes del molde mostrando el efecto en paredes cóncavas y convexas

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En cuanto a los machos, al estar más rodeados de líquido que el molde generalmente, su expansión es mayor, reduciendo el espesor de las paredes que les rodean. Ya se han visto en el capítulo anterior las holguras creadas entre pieza y molde por las diferencias de expansión. La figura 5.9 muestra cómo en arena en verde el molde y la pieza están en contacto los primeros 60 segundos. Luego, el molde expande más rápido que el metal abriendo la holgura. Para moldes secos permanecen en contacto casi 4 minutos y luego se separan aunque mucho menos que con arena en verde. El aumento brusco de la velocidad de contracción de la pieza en arena en verde a los 15 minutos corresponde a la completación de la solidificación en su centro : la pieza ha cedido todo su calor latente a la temperatura eutéctica. Puede empezar a enfriarse de nuevo. Un efecto similar puede verse con el molde seco. En este punto la holgura comienza a abrirse rápidamente. Con piezas tipo bloque macizo, la holgura comienza en las esquinas pero el metal y el molde permanecen en contacto hasta mucho más tarde en los centros de las caras planas. Esto es el resultado de que la presión ferrostática hincha la pieza como un balón dentro de una caja. Esto no es así con grandes piezas. 5.3.- Rigidez En términos de rigidez, un molde en arena en verde o un molde en cáscara, son considerados como débil o blando. Esto incluye los moldes llamados de “alta resistencia” con resistencias a la compresión en verde de 2 kg/ cm2 o incluso más Antes de pronunciarse sobre la rigidez de un molde, hay que pensarlo con detenimiento. Solamente pueden tomarse como tales a priori los moldes permanentes, los aglomerados con cemento, al vacío y los totalmente secos (los moldes secos están desapareciendo debido al costo del secado). El endurecimiento por secado superficial o parcial, no se considera rígido ya que la presión contra la arena no seca la va a deformar plásticamente. Las resinas inorgánicas (silicato de sodio) y orgánicas (p. ej. furánicas) varían en calidad. En general, todas son capaces de producir moldes rígidos que resistan las presiones de expansión sin deformación plástica. Presiones que pueden estar en el orden de 50 kg/cm2. Esta presión tan alta, que aparece produciendo piezas gruesas de nodular supone la aplicación de una carga de 5 toneladas en una superficie de 10 x 10 cm. Los defectos de rechupe por falta de calidad de la resina son raros. La mayoría de los fallos provienen por una compactación inadecuada. El llenado o compactado incorrecto del molde es un fallo que no podemos permitirnos. Esto depende solamente de la vibración. El pisado o apretado manual del molde, puede que dé una compactación suficiente o puede que no. La compactación óptima se consigue con un apisonado con martillo neumático. En cualquier caso, debe tenerse un exquisito cuidado en compactar la arena que llena los pozos horizontales. Es aconsejable un chequeo rutinario de la resistencia del ligante, en el laboratorio. El método de compactar las muestras debe reproducir las 32

condiciones de producción. En el taller la compactación depende de la energía de vibración mientras que en el laboratorio es sencillo hacer muestras bien compactadas. Cuando se simulan las condiciones de operación en la preparación de muestras de laboratorio, las resistencias medidas bajan hasta un tercio. En resumen, las pruebas en el laboratorio de resistencia del aglomerante tienen solamente validez si la compactación de las probetas es similar a la de los moldes. Una resistencia que dé de 20 a 25 kg/cm2 es suficiente garantía de la rigidez del molde para la pieza de fundición nodular más pesada. Para piezas pesadas de fundición gris se necesita solamente la mitad de ese valor. Y la exigencia de las fundiciones de grafito compacto está entre los dos valores. El examen de penetración por impacto de los moldes totalmente cocidos es también una práctica recomendable. Utilizando el aparato BCIRA de carga de impacto total, la exigencia mínima es de 5 impactos al menos para penetrar 1 cm. Si la resistencia de los llamados moldes rígidos cayese por debajo de los límites descritos, el diseño de la alimentación debe considerarlo y es indicado el control durante la expansión para evitar cualquier detrimento en la economía de la producción. Una resistencia adecuada del aglomerante no es a pesar de todo una garantía total de no tener una pérdida excesiva de presión durante la expansión y sufrir defectos de microrechupe. Las cajas que contienen arena aglomerada rígidamente deben evitar también ceder bajo las presiones de la expansión. Deben mantenerse apretadas entre sí con grapas, tornillos, etc. Adicionalmente, debe evitarse el movimiento del cuerpo total de arena bien con contrapesos en la parte superior, bien por el método que sea (paredes rugosas, barras cruzadas, etc). Está aumentando el uso de moldes rígidos de arena sin caja. Utilizando barras insertadas pueden aguantarse presiones relativamente moderadas. El no utilizar cajas no se recomienda con módulos más allá de 3.0 cm con hierro gris y 2.0 cm con nodular. El beneficio de ahorrarse las cajas es menor que el que se puede obtener con el diseño sin mazarotas. Las formidables presiones que surgen durante la expansión pueden observarse en un molde sin caja en forma de una red de grietas en su parte superior que surgen durante la expansión. Debido a estas presiones, las dos cajas deben ir grapadas. Solamente con los contrapesos no es suficiente. Ver el Apéndice II para más información.

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6.-SOLIDIFICACION DE LAS ALEACIONES. CAMBIOS DE VOLUMEN 6.1.- La contracción de los materiales Es una ley de la naturaleza que los cuerpos aumentan de volumen al aumentar su temperatura y disminuyen al descender. Las transformaciones de sólido a líquido o de líquido a sólido suponen un cambio de volumen adicional. Como regla general, los líquidos que se transforman en sólidos disminuyen su volumen y los sólidos al fundirse aumentan su volumen incluso sin que se produzcan cambios de temperatura en el proceso. La anomalía del agua se acepta como la excepción que confirma la regla (también son excepciones el silicio y el bismuto) . El agua líquida sigue la ley mientras se enfría hasta una temperatura de alrededor de 4 ºC. En un enfriamiento posterior y durante la solidificación, sin embargo, su volumen aumenta. La densidad del hielo es menor que la del agua líquida. Este fallo aparente de la ley de la naturaleza preserva la biosfera. Otros materiales como las aleaciones metálicas siguen la misma ley de la naturaleza. Durante la extracción de calor en estado líquido su volumen disminuye y luego tiene lugar una contracción adicional durante la solidificación; finalmente, el cuerpo sólido también contrae durante el enfriamiento. (Ver figura 6.1)

Fig. 6.1.- Modelo típico de cambio de volumen para acero, hierro blanco, bronces, etc.

Con respecto a la contracción del líquido en enfriamiento las fundiciones grafíticas experimentan una anomalía, a similitud con el agua. Los hierros grafíticos disminuyen su volumen durante el enfriamiento del líquido hasta una determinada temperatura en la que el volumen sufre un aumento hasta el intervalo de temperaturas de solidificación e incluso durante parte de la solidificación. Aquí desaparece la similitud con el agua pues el volumen vuelve a descender con el descenso de temperatura. El intervalo de expansión durante el enfriamiento prevalece solamente como una interrupción entre las contracciones primaria (líquido) y secundaria . Ver figura 6.2 y Apéndices II y III

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Fig. 6.2.- Modelo de cambio de volumen para hierros grafíticos

La Figura 6.3 muestra una tabla con las contracciones de algunos metales puros y la Figura 6.4 algunos valores prácticos de las variaciones volumétricas globales de las principales aleaciones.

Figura 6.3.- Constantes físicas de algunos metales

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Figura 6.4.- Valores de las variaciones de volumen de las aleaciones durante el enfriamiento

Los hierros grafíticos con carbonos equivalentes mayores de aproximadamente 3’6, figura 6.5, expanden por la precipitación de grafito y fases gaseosas. Este es el gran contraste entre la solidificación de hierros grafíticos y hierros “blancos”. De hecho, los hierros blancos tienen contracciones similares a las de los aceros.

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Figura 6.5.- Cambios de volumen en la solidificación de aleaciones de hierro.

Para la mayoría de los materiales que contraen en la solidificación es importante tener una idea clara de lo que sucede con una pieza pobremente alimentada. Como caso ideal de pieza sin alimentar es instructivo considerar la solidificación de una esfera. Se supone que la esfera ha sido alimentada por un ataque de tamaño despreciable hasta el estado en el que se ha formado una capa solidificada de espesor x (figura 6.6)

Figura 6.6.- Modelo de solidificación de una esfera

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La fuente de metal se ha solidificado, pues. La solidificación continúa en la siguiente capa dx, tipo cebolla, y cuyo volumen, reducido respecto al original, significa que, o se forma un hueco o el líquido tiene que expandirse un poco y el sólido tiene que contraerse un poco. Si suponemos que de momento no hay un núcleo disponible favorable a la creación de un poro, entonces el líquido tiene que acomodarse por expansión creando un estado de tensión o presión negativa. Está en equilibrio mecánico con la capa sólida que le rodea, succionándola hacia dentro. Conforme más capas de cebolla se forman, la tensión del líquido aumenta, el líquido expande y la capa sólida es arrastrada hacia dentro. La visión del modelo solidificando puede visualizarse más fácil considerando la situación opuesta, un material que expande en la solidificación. Las nuevas capas de sólido mantienen al líquido en un volumen menor. El líquido experimenta en ese caso una presión positiva. Las capas exteriores se expanden. En general, los líquidos contraen al solidificar a causa del reordenamiento de los átomos desde una desorganización prácticamente total a un orden cristalino regular en redes de significativamente más compacidad. Los sólidos más densos son los que se ordenan en redes con simetría cúbica (cúbico centrado en la cara y hexagonal) Así pues, las contracciones mayores se dan con estos metales (ver Figura 6.4). Están en el orden del 3’2 al 7’2 %. Para los de red menos cerrada , red cúbica centrada en el cuerpo, está en el orden del 2 al 3’2 %. Y otros materiales menos densos en estado sólido, aún contraen menos. 6.2.- La familia de los hierros grafíticos La familia comprende : o Fundición gris (laminar) con todas las distintas formas y distribuciones de láminas de grafito o Fundición gris inoculada o Fundición de grafito compacto o Fundición de grafito esferoidal o Fundición parcialmente carburídica o austenítica ( Ni Resist ) Como norma, no se revisarán los aspectos metalúrgicos, a excepción del apartado Calidad metalúrgica, su efecto en la alimentación. 6.3.- Modos de solidificación Cada aleación tiene una manera propia de solidificar independientemente de cuestiones relativas al proceso de elaboración y a la velocidad de enfriamiento, aunque ambos influyen. Con el fin de simplificar repartiremos las aleaciones en tres grandes grupos : Ø Las que solidifican a partir de la pared del molde, sea en una capa delgada, sea en una capa espesa con una banda en curso de solidificación de anchura perfectamente delimitada (figura 6.7.A)

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Ø Las que solidifican en una capa espesa con una zona pastosa que afecta a toda la masa por la precipitación de cristales en el seno del líquido (figura 6.7.B) Ø Las que presentan un modo de solidificación intermedio entre los dos modos definidos anteriormente (figura 6.7.C)

Figura 6.7.- Modos principales de solidificación

Con los primeros se tiene una solidificación exógena, llamada de “frente continuo” puesto que hay una continuidad de frente cualquiera que sea su contorno. La alimentación es “intercristalina”. Tiene lugar por colarse el líquido a través de una fina red fija ya solidificada. Cuando tiene lugar la aparición de cristales en el mismo seno del metal líquido tiene lugar una discontinuidad del frente de solidificación; es la solidificación endógena denominada como “frente discontinuo”. En este caso la alimentación es una “alimentación de masa” que opera transfiriendo un magma de líquido más sólido por efecto de la gravedad, en principio. La mayor parte de las aleaciones de aluminio, los aceros con un 30 % de cromo y un grado menor de bronces, presentan este fenómeno. El modo de solidificación está ligado en alguna forma con el intervalo de solidificación. Los metales puros y la mayor parte de los eutécticos solidifican

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en capa delgada, mientras que las aleaciones de gran intervalo de solidificación lo hacen en capa gruesa La Figura 6.8 precisa la pertenencia de algunas aleaciones a uno de los tres modos de solidificación y recuerda a título indicativo el orden de tamaño de los intervalos de solidificación. Algunos autores prefieren utilizar otro criterio de clasificación que es la proporción de la aleación que solidifica en forma eutéctica. Para las aleaciones corrientes la proporción de eutéctico está en correlación con el intervalo de solidificación.

Figura 6.8.- Clasificación de las aleaciones férreas según el modo de solidificación. P:

Solidificación Primaria

E:

Solidificación Eutéctica

(1) :

Capa del eutéctico solo

(2) :

Posibilidad de autoalimentación

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El modo de solidificación es función no solamente de la naturaleza de la aleación sino de la velocidad de enfriamiento y del gradiente térmico. Estos son regulados por la naturaleza del material que constituye el molde. El análisis térmico permite mostrar por ejemplo que una aleación que muestra un modo en capa espesa en un molde de arena puede presentar el modo en capa delgada si se cuela en coquilla. Ver figura 6.9.

Figura 6.9.- Influencia de la velocidad de enfriamiento sobre el modo de solidificación

Remarquemos que la noción de espesor de capa y la indicación del modo de solidificación permiten prever la forma en la que se manifiesta el rechupe. Las aleaciones que solidifican en frente continuo con capa delgada tienen una tendencia marcada al rechupe axial mientras que las de frente discontinuo con capa espesa tienen, por el contrario, tendencia al rechupe disperso y micro rechupes. En el primer modo las isotermas están muy próximas entre sí y siguen bastante bien el contorno de la huella salvo en la última fase de solidificación y se comprende fácilmente por qué si hay insuficiente alimentación se concentra el rechupe a lo largo del eje de la huella. (figura 6.10.a)

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Figura 6.10.- Repartición de isotermas y aspecto de los rechupes

En el segundo modo las isotermas están mucho más espaciadas y siguen de muy lejos el contorno de la huella y la alimentación no puede hacerse completamente apareciendo un rechupe en forma dispersa en casi toda la masa. Por otra parte, el rechupe es más fino (Figura 6.10.b) En términos generales todas las fundiciones tienen en común el denominado modelo endógeno de solidificación. Tan pronto como ha finalizado la colada o, incluso durante la colada, la diferencia de 1.300 – 1.400 ºC de temperatura entre el hierro líquido y el molde provoca la solidificación de una delgada capa del hierro que toca el molde. Este proceso solamente tarda unos pocos segundos. Más tarde, el regruesamiento de la capa sólida se vuelve lento o despreciable. Por supuesto, la extracción de calor por el molde sigue progresando aunque disminuyendo su gradiente continuamente. La mayoría del calor que pasa al molde disminuye la temperatura del líquido. Esta condición prevalece hasta que se alcanza la temperatura de solidificación. En ese momento el gradiente de temperatura relativamente pequeño dentro del líquido se reduce un poco más y comienza la solidificación por toda la masa. Esto, a su vez, libera calor que es el causante de la casi simultánea solidificación de toda la masa de líquido. La descripción precedente de las condiciones ideales necesita aclararse inmediatamente. Las desviaciones del ideal dentro del grupo de las fundiciones describen la mayor parte de las diferencias de los distintos miembros cara al comportamiento en el rechupe. Mientras el crecimiento de la capa sólida originalmente formada es relativamente lento, la diferencia en velocidad de crecimiento entre los distintos miembros, es significativa. El regruesamiento de la piel es el más rápido con la fundición gris y el más lento con la fundición de grafito esferoidal, quedando los otros en situaciones intermedias. Estas diferencias surgen lo más probablemente de las diferencias en conductividad térmica del hierro sólido.

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Como la transferencia de calor desde el líquido al molde es obstaculizada por la presencia de la capa sólida de hierro, su crecimiento más rápido en la fundición gris aumenta su tiempo de solidificación a casi el doble que el de las SG en una pieza del mismo módulo. El crecimiento de la piel se asocia también con la expansión que compensa parcialmente la contracción del líquido interior. La velocidad de expansión será menor en correspondencia en las fundiciones grises, dando lugar a menores presiones de expansión. Aunque en la práctica no se dan los extremos, el comportamiento de las diferentes aleaciones es considerablemente distinto a este respecto. Con las fundiciones nodulares es típica una solidificación amplia de escala, denominada a veces exógena. El tipo por capas (escala reducida, endógena) es típico de aceros. Las fundiciones grises están entre las dos. La comparación entre los tiempos o intervalos de solidificación de las fundiciones esferoidales y grises de la figura 6.11 se basa en trabajos experimentales de Engles y Dette.

Fig. 6.11.- Secuencia de solidificación para Hierro Gris (línea llena) y Nodular (quebrada)

Las conclusiones son : a)

El espesor de la capa formada en 1 minuto después de colar era menor de 1’4 mm y no cambia prácticamente hasta después de 80 segundos.

b)

La relación entre la duración del período “esencialmente líquido” y la de solidificación completa de la pieza era 0’95 para la esferoidal y 0’4 para gris (el carbono equivalente era 5’28 para la esferoidal y 4’73 para el gris)

c)

La conclusión principal del diagrama es que la diferencia entre tiempos totales de solidificación de debe a las diferencias de la morfología de la solidificación.

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Inicialmente el hierro gris, que es un conductor mejor del calor, forma una costra más ancha. Esto, a su vez, disminuye la velocidad de extracción del calor en la muestra de gris dando lugar a un líquido remanente sobrecalentado en el interior. En el hierro esferoidal, al ser la capa más delgada, el hierro interior se enfría más rápido. Es una simplificación ligera el decir que el esferoidal emplea 100 segundos para enfriarse hasta la temperatura de solidificación y sólo requiere otros 75 segundos adicionales para extraer el calor latente de fusión. Resumiendo el punto c) : el hierro gris solidifica esencialmente en la forma de capas. El calor extraído tiene que pasar a través de la capa existente sólida, mientras que el comienzo de la solidificación del hierro esferoidal es retrasado casi hasta que todo el líquido alcanza la temperatura de solidus y, en ese momento, la solidificación comienza por todo. En general, la alimentación de fundiciones grises sin inocular es la más sencilla y se vuelve más complicada en el orden de descripción de la familia en el apartado anterior. 6.4.- Tendencia al rechupe 6.4.1.- Factores de influencia Algunos de los factores que aumentan la tendencia al rechupe son : v Temperaturas de sobrecalentamiento del metal altas v Tiempos largos de mantenimiento del hierro en el horno v Proporción alta de retornos en la carga v Presencia de elementos carburígenos o estabilizadores de carburos v Carbono equivalente alejado del eutéctico v Inoculación inadecuada Los hierros de baja tendencia al rechupe tienden a grafitizar bien, sin carburos. Esto es la calidad metalúrgica. Si aparecen carburos, mal asunto con el rechupe. Uno de los efectos combinados de estos factores (y otros) es el número de nódulos (en fundición esferoidal) en una pieza estándar (este nº aumenta al enfriar más rápido). En el gráfico de la figura 6.12 se muestra el nº de nódulos necesario para una buena calidad metalúrgica en función del módulo (velocidad de enfriamiento).

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Fig. 6.12.- Nodularidad previsible en función del módulo para hierros nodulares de buena calidad metalúrgica

6.4.2.- Fundiciones nodulares y laminares Las fundiciones “grises” laminares, en general, son más fáciles de alimentar que las nodulares. En ellas, cara a la composición, los elementos importantes son carbono, silicio, manganeso y fósforo. El azufre es interesante ya que del manganeso total se lleva un 1’7 x %S + 0’2 %. A diferencia de las nodulares, la resistencia en las grises se controla más a menudo con el contenido de carbono o el carbono equivalente. CE = C + 0’31 (Si + P) – 0’3 Mn. Mientras que los valores del CE con hierros nodulares están en la vecindad de 4’23, a menudo mayores y muy raramente por debajo de 4’20, los hierros grises de alta resistencia tienen valores de carbono equivalente tan bajos como 3’64 o menores (3 % C, 2 % Si, 0’12 % de P, 0’6 Mn, por ejemplo) Con cierta simplificación se puede decir que un hierro gris es una mezcla de fundición eutéctica de CE 4’23 y acero fundido con 1’5 % de carbono. La contracción del acero se adiciona a la contracción líquida. Con el ejemplo de 3’64 % de carbono equivalente, si es X el % de acero, sería : X . 1’5 + (1-X) . 4’23 = 3’64 de donde X = 0’2. En esta expresión, 1 – X es el contenido de fundición eutéctica de carbono 4’23 %. La aleación consiste en un 20 % de acero y un 80 % de fundición. La contracción del acero es 0’2 x 3 = 0’6 % ya que el acero de alto carbono contrae alrededor de un 3 % en volumen durante la solidificación. Los

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hierros grises no requieren más metal de alimentación que los nodulares (La mayoría va del 4 al 5 %). Otro problema para el productor de hierro gris surge de su estructura celular. A diferencia de los nodulares, en los que los carburos en los contornos de grano están considerados como defectos, los hierros grises contienen normalmente no sólo carburos sino el eutéctico fosforoso esteadita. Esto da lugar a una contracción secundaria mayor. Lo que hace que los hierros grises sean más fáciles de producir sin rechupes es el hecho simple de su forma de solidificar, mucho más en el tipo de capas, tipo exógeno (Figura 6.13)

Fig. 6.13.- progreso de solidificación de las paredes con hierros grises

En el apartado Alimentación Aplicada se verá que a la hora de decidir el sistema más adecuado de alimentación en moldes blandos, se establecen distintos límites clasificatorios para los módulos de las piezas en función del tipo de hierro, por encima de los cuales es preciso el método de Control de Presión. Este límite es un 25 % mayor para hierro gris no inoculado que para el inoculado (0’75 vs. 0’6 cm). 6.4.3.- Influencia de la Inoculación No se necesita discutir ningún fundamento metalúrgico. El fundidor experimentado sabe que el hierro gris inoculado muestra mayores tendencias hacia los defectos de rechupes secundarios. Aunque no veamos las bases metalúrgicas, es apropiado explicar la causa directa de la diferencia. Las piezas de hierro gris inoculado ejercen una presión de expansión mayor contra el molde que las contiene que las no inoculadas del mismo módulo. Este hecho es aún más interesante, y más confuso, cuando se comparan hierro gris y hierro nodular. Con los esferoidales el caso es exactamente el opuesto. Los

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hierros esferoidales no inoculados tienden a rechupar mucho más que los inoculados correctamente. Esto se ilustra con las figuras 6.14 y 6.15.

Fig. 6.14.- Rechupe en fundición nodular no inoculada

Fig. 6.15.- la misma pieza inoculada adecuadamente

Este aparente monstruo de la naturaleza se cree es el resultado del hecho de que los hierros esferoidales “no inoculados” están no solamente inoculados sino sobre-inoculados, conteniendo una concentración relativamente alta de uno de los elementos inoculantes efectivos : magnesio. En esta condición la aleación tiende a formar carburos, los que a su vez, magnifican la extensión de la contracción secundaria. La inoculación con magnesio solamente lleva a peores condiciones. Cuando se añaden otros inoculantes activos conteniendo ferrosilicio, estos elementos (Ca, Sr, Ba, etc. ) forman óxidos más estables que los del magnesio. La inoculación disminuye entonces la tendencia a la formación de carburos y, por tanto, también la contracción secundaria. Cuando se comparan con la fundición esferoidal, los dos tipos de hierro gris contraen ambos menos durante el enfriamiento líquido. Esta diferencia no se tiene en cuenta y se utiliza solamente como medida de seguridad. Las conclusiones para el fundidor son : a. Emplear un juicio claro al decidir inocular hierro gris. Si se puede, no inocular. b. Los hierros SG deben ser inoculados siempre. Aunque esto es así en la práctica, se viene observando una marcha atrás. Hace

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treinta años, era práctica común inocular un 0’7 a 1 % de FeSi. Hoy es práctica común inocular la mitad o menos. La vuelta a la antigua usanza traería algunos beneficios entre los que no es el menor el disminuir la tendencia al rechupe. 6.4.4.- Influencia de la Calidad Metalúrgica La mejora de la calidad metalúrgica de las fundiciones disminuye la tendencia al rechupe como regla general. La excepción es el bastante confuso efecto de la inoculación, acabado de ver. El aumento de la calidad metalúrgica es en alguna forma comparable a aumentar el módulo. La contracción líquida disminuye permitiendo el diseño de sistemas de Alimentación más ligeros. Sin embargo, bajo el punto de vista de rigidez del molde o con piezas delgadas, no se tiene ninguna ayuda en este campo. La calidad metalúrgica alta , además de otros aspectos productivos, es de gran importancia en el diseño sin mazarota, llevando, en el caso extremo, a una situación “va – no va”. También es de igual importancia para el método aplicado más comúnmente utilizado, el de Alimentación por alivio de presión. Ya se ha visto en el apartado anterior la influencia de la calidad metalúrgica de los hierros nodulares (medida por el nº de nódulos o nodularidad) en el rechupe, figura 6.12. ¿Qué influye en la calidad metalúrgica?. Casi todo. (Ver Apéndice III). En la secuencia del ciclo productivo se subrayan los siguientes aspectos: * Equipo fusor El orden de preferencias es : 1. Cubilote 2. Horno de aire 3. Horno de inducción sin núcleo 4. Horno de inducción de canal 5. Horno de arco (el menos recomendable) * Estancia en hornos Cualquiera de ellos, fusor, dúplex o “press-pour” Las temperaturas alcanzadas deben mantenerse lo más bajas posible; si se puede, por debajo de los 1.500 º C. En cuanto a las estancias, deben ser lo más cortas posible. Idealmente, el mejor camino es el de vuelco-recarga. Si hay que mantener el caldo largos períodos de tiempo, hacerlo a temperatura muy baja (menos de 1.400 º C). * Materiales de carga El orden de preferencia es :

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1. Lingote especial en bruto fundido en horno eléctrico 2. Lingote en bruto de horno alto 3. Chatarra de acero de calidad selecta 4. Retornos internos 5. Chatarra comprada Esta última no debe nunca introducirse en las cargas para CG o SG. Los retornos de CG y SG cuidadosamente apartados deben utilizarse en su totalidad por economía pero su proporción en la carga debe minimizarse para mejorar el rendimiento. El costo de la chatarra de acero es algo más que su precio. En el momento de escribir esto, supone al menos 36,00 €. /ton carburizarlo y pagar por una serie de gastos cuando se mete acero en lugar de lingote. Al mismo tiempo, los beneficios metalúrgicos obtenidos cargando acero son significativamente menores que los obtenibles con lingote de buena calidad. Ninguna de estas observaciones sugieren no cargar acero. Se recomienda un claro juicio cara a esta proporción. Generalmente será mayor con fundiciones grises que con las otras. Los retornos generados en casa son el componente menos deseable. Todos deben ser recargados por cuestión económica. Bajo ninguna circunstancia debe adquirirse externamente chatarra para fundir CG o SG. La utilización de chatarra externa para fundición gris debe ser limitada en esta época de concienciación de calidad. * Composición química La fusión de las fundiciones grises no inoculadas se hace de forma que se obtengan las piezas producidas con la composición deseada. La inoculación del hierro gris con un 0’2 a un 0’4 % de ferrosilicio reduce el contenido de silicio inicial del hierro base. La fundiciones nodulares, más sofisticadas, recibirán adiciones mayores en cuchara para ajustes más precisos. En lo que respecta a éstas, el fundidor debe compensar pérdidas de carbono del orden del 0’05 al 0’2 % durante el tratamiento. Por otras razones, el silicio del hierro base nunca debe ser inferior al 1 %. También está en la misma categoría el contenido en Mg después del tratamiento. Su concentración en las fundiciones esferoidales viene determinada por la necesidad de obtener grafito esferoidal. El contenido de magnesio absolutamente necesario está en el orden del 0’02 %. Las muestras para el análisis en laboratorio siempre contienen algún MgS, más cuanto mayor sea el azufre inicial previo al tratamiento. Por esta razón los contenidos de azufre en el hierro tratado va desde 0’03 al 0’05 % en análisis. Los hierros con azufre inicial base más altos (0’05 % máximo) requieren de 0’04 a 0’06 % de Mg analizado. Si el hierro base contuviese incluso más azufre, como el proveniente de un cubilote de marcha ácida (alrededor de un 0’10 %) alcanzar análisis de 0’08 % de Mg no es causa de alarma. En general, al aumentar el magnesio residual

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aumenta la tendencia al rechupe. Un magnesio del 0’04 %, no más, sería lo más adecuado. Ver figura 6.16

Figura. 6.16.- Influencia del % de magnesio y del módulo en la tendencia al rechupe con hierro nodular

Empezando con azufres altos se encuentra uno con que la tendencia a formar perlita aumenta. Las fundiciones de grafito compacto pueden obtenerse con caldos base de alto contenido en azufre que contengan algo menos magnesio que el indicado para fundiciones SG. Este método es sin embargo más que errático. La mayor garantía es tener un azufre inicial bajo y utilizar los elementos de aleación necesarios para obtener la estructura deseada de la fundición de grafito compacto. En las fundiciones grises es obligado mantener un mínimo de un 0’06 % de azufre, inoculado o no. Niveles de al menos un 0’10 % no son dañinos. * Inoculación Si el hierro gris necesita ser inoculado ésta debiera hacerse con hasta un 0’5 % de FeSi conteniendo un 75 a 80 % de silicio, alrededor de un 1 % de calcio y de un 0’5 a un 1’25 % de aluminio. Mientras que el aluminio es un inoculante eficiente su concentración debe estar en el margen inferior cara a la aparición de defectos de gas (pinholes, poros en aguja) bajo la superficie. Con fundiciones nodulares siempre es necesaria la inoculación. La tendencia actual, promovida en parte por los vendedores de "superinoculantes" debe ser proscrita. La inoculación de hierros CG y SG con solamente 0’2 a 0’5 % de aleación es inapropiado incluso si esa aleación contiene Sr, Zr, Ba y otros potentes elementos. La cantidad recomendable de adición de inoculante es entre 0’75 y 1’0 % para hierros nodulares.

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En cuanto al desvanecimiento del Efecto de la Inoculación, es un fenómeno natural que no puede evitarse. Un camino para minimizarlo es vaciar la cuchara cuanto antes. Un segundo camino para combatir el desvanecimiento es la adición de hasta un 0’15 % de inoculante durante la colada y por encima de la inoculación en cuchara. De todos los métodos de inoculación “instantánea” se cree que el más simple y fácil es el de insertar pastillas en el bebedero. Se enfatiza el hecho de que la inoculación durante la colada es una gran ayuda pero no reemplaza a la tradicional inoculación en la cuchara. También existen pastillas insertos para inocular hierros grises. En este caso toda la inoculación puede depender de su uso adecuado. 6.5..- Los cambios de volumen. Presiones de expansión 6.5.1.- La calidad metalúrgica y los cambios de volumen Ver Apéndice III. Uno de los factores más importantes involucrados en el mazarotaje de un pieza es entender y controlar de alguna forma el proceso en el que sucede la solidificación.

Fig. 6.17.- Modelos de cambio de volumen por cambios metalúrgicos

En la figura 6.17 adjunta se muestran los cambios de volumen que acompañan al enfriamiento y solidificación de los hierros esferoidales. Como se puede ver con las curvas A, B y C, los cambios de volumen no son constantes, incluso para hierros de idéntica composición química; de ahí las diferencias en el grado de nucleación, el cual puede afectar al modelo de cambio de volumen. Es la calidad metalúrgica del hierro la que es importante y está relacionada directamente con las características de auto alimentación (pequeños cambios

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de volumen) del hierro esferoidal. La mejora de la Calidad metalúrgica mueve el modelo de cambio de volumen de C a A. Un método de conocer la situación del hierro en calidad metalúrgica con bastante aproximación y que se utiliza en algunas fundiciones es chequear el hierro antes del tratamiento de magnesio mediante el análisis térmico de la curva de enfriamiento-solidificación (ver figura 6.18) junto con el test de la “cuña” en paralelo. (figura 6.19)

Fig. 6.18.- Curva de enfriamiento en cazoleta con termopar

Fig. 6.19.- Aspecto de la cuña probeta

En la curva de enfriamiento, la temperatura eutéctica más baja [T (EL)] es identificable y es una medida importante de la calidad metalúrgica. Una buena calidad se caracteriza por un valor alto de esta temperatura. El test

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paralelo del mismo hierro con la cuña, suministra una indicación clara y visible de la solidificación esperable con un hierro de excesivamente alta calidad metalúrgica. Se encuentra un área de porosidad en el centro térmico de la cuña. Por otro lado, con calidad metalúrgica pobre, se obtendrá un área de carburos excesiva en la punta. La combinación de ambos tests proporciona una medida fiable de la condición metalúrgica del hierro. Y permite acciones correctivas antes del tratamiento de magnesio y de la inoculación. Adicionalmente al anterior, puede ser interesante disponer de un test para conocer la tendencia al rechupe de las fundiciones a pie de molde, antes de colar. La influencia del módulo puede hacer el test dificultoso. Los dos test siguientes permiten chequear cómo afecta la calidad metalúrgica en la ausencia de rechupe.

Fig. 6.20.- Pieza probeta para test de tendencia al rechupe con hierro nodular (propuesta)

El diseño de la figura 6.20 es un test directo de la tendencia al rechupe. Sólo hay que examinar la mazarota. Si contiene una pipa profunda las paredes verticales inicialmente planas se habrán hinchado. Si la pieza se secciona (no necesariamente) se encontrará rechupe cerca o a través del cuello. El molde de prueba debe hacerse con características lo más iguales al real. Un hierro esferoidal de calidad superior empieza antes su expansión e invierte mucha de ella en rellenar la mazarota. La mazarota aparece completamente sana o contiene solamente un pequeño agujero de rechupe. Las paredes del cubo serán rectas y la pieza estará sana. Los mismo sirve para el test nº 2, mostrado en la figura 6.21

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Fig. 6.21.- Pieza probeta para test de tendencia al rechupe con hierro nodular (propuesta)

Con una regleta se ve si hay hinchamiento en las superficies verticales de ambas caras, empezando con la mazarota. Marcar la posición donde se detecte el primer hinchado. Medir y promediar los ángulos en ambas direcciones desde la mazarota. Un media de 90º o menos es señal de una

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calidad metalúrgica pobre mientras que la ausencia total de hinchado denota una tendencia al rechupe muy baja. (buena calidad metalúrgica). 6.5.2.- Las presiones de expansión. Factores de influencia químicos La presión ferrostática que actúa sobre el fondo de un molde con una pieza de altura de líquido de 1 metro es de 7 x 100 = 700 gr/cm2 . Lejos de ser despreciable, es aún menor que la resistencia a la compresión en verde de moldes de arena incluso blandos. Las presiones que se desarrollan durante la expansión pueden ser considerablemente más altas dependiendo del módulo y el tipo de pieza fundida. Lo último se ha visto en el apartado La familia de los hierros grafíticos. También el contenido de magnesio influye en la expansión como se puede observar en la figura 6.22, de forma que a más contenido más expansión.

Fig. 6.22.- Efecto del % de magnesio sobre la expansión.

También está la influencia del carbono equivalente. Lee y Kayama midieron cuidadosamente las presiones sobre la pared del molde con hierro gris en función del diámetro de la probeta cilíndrica. Sus hallazgos se muestran en la figura 6.23.

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Fig. 6.23.- Presiones de expansión en función del carbono equivalente y del módulo

6.5.3.— El módulo y las presiones de expansión En principio, hay dos factores principales que afectan al modelo de cambio de volumen y, por ende, a las presiones de expansión : Ø Calidad Metalúrgica Ø Velocidad de enfriamiento La calidad metalúrgica ya se ha visto en su apartado y el Apéndice III entra en el tema con más profundidad. En cuanto a la velocidad de enfriamiento, el factor a considerar es el Módulo. Desde lo profundo del mecanismo de solidificación surge el hecho de que tanto la presión de expansión como la temperatura del comienzo de la expansión aumentan al aumentar el módulo. La última iguala prácticamente la temperatura de la solidificación masiva, aproximadamente 1.150 º C con valor cero para el módulo y aumentando hasta aproximadamente 1.300 º C para un módulo de 2’5 cm. Los valores exactos dependen de la Calidad metalúrgica. Más allá de módulos de 2’5 cm no ocurren cambios significativos bien en la presión de expansión o bien en la temperatura de comienzo de la expansión,

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ya que más allá de ese valor las condiciones de enfriamiento están cerca aproximadamente del equilibrio. La presión de expansión es modesta si la pieza es delgada. Esta es la razón por la que la Alimentación Aplicada Directamente o por Aplicación de la Presión puede utilizarse con moldes de arena verde hasta un valor máximo del módulo. Las resistencias típicas a la compresión de los moldes de arena en verde están en el orden de los 1.500 gr/ cm2 . Esta resistencia aguanta hasta dos metros de altura ferrostática. Se queda corta sin embargo para aguantar la expansión si el módulo es mayor que 0’4 a 0’75 cm, para fundición esferoidal hasta hierro gris no inoculado sucesivamente. Basado en las medidas mostradas en la literatura, el siguiente diagrama (figura 6.24) muestra las presiones de expansión dependiendo del módulo. (Aproximado).

Fig. 6.24.- Presiones de expansión en función del módulo

Las presiones máximas que actúan sobre el molde corresponden a la presión hidrostática causada por una columna de agua de medio km de altura o más (fundición esferoidal). Las presiones ejercidas por las piezas más gruesas de fundición gris son más moderadas igualando a las provocadas por una columna de agua de “sólo” un cuarto de km de altura. El efecto del módulo sobre el modelo de cambio de volumen es que al aumentar el módulo la curva, en la figura 6.17, pasa del modelo C hacia el A. Esto da lugar a una contracción líquida y una expansión menores al crecer el módulo. Esto no es necesariamente cierto con la contracción secundaria. Si es alto el contenido de manganeso, y su efecto es agravado por la presencia de Cr, V, Mo, etc., puede aumentar la contracción secundaria al aumentar el módulo por la segregación de silicio (grafitizante) en el primer hierro en solidificar y aumentar la segregación de carburos en el último en solidificar. Se recomienda mantener el manganeso por debajo del 0’2 % con piezas de módulos superiores a 2 cm en fundición nodular. Aunque disminuye la expansión, la presión ejercida o creada por ella aumenta como una flecha al mismo tiempo. Ver el diagrama 6.24 anterior.

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7.- COMPENSACION DE LOS CAMBIOS DE VOLUMEN. ALIMENTACION 7.1.- Las Mazarotas Cuando se cuela una aleación en una huella o cavidad, es evidente que se enfría a través de las paredes, mecanismo ya visto y estudiado. Normalmente, es raro colar piezas en forma de cubo o esfera; lo más frecuente son piezas con una dimensión más pequeña que las demás, el espesor. Se puede considerar la solidificación llamada lateral que se propaga en el sentido del espesor y por otra, la solidificación longitudinal que se efectúa en el sentido de la dimensión mayor de pieza (figura 7.1)

Figura 7.1.- Solidificación lateral y longitudinal

En un elemento de placa o de barra en curso de enfriamiento, la solidificación lateral progresa según planos paralelos, las isotermas son paralelas. Igualmente, si no están demasiado paralelas, es decir, si el gradiente térmico es suficiente en el sentido transversal, hay una alimentación capa a capa para compensar la demanda de material del frente de solidificación. Al final de la solidificación, el déficit de material se sitúa en la región axial (Fig. 7.2.a)

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Figura 7.2.- Distribución de isotermas en una pieza en solidificación :sin mazarota con extremidad E con mazarota, radio de acción A y extremidad E

Si ahora la solidificación se encuentra dirigida naturalmente en la extremidad E de la pieza, la solidificación longitudinal, partiendo de la cara de la extremidad se conjuga a lo largo del eje de la pieza con la solidificación lateral para crear el efecto deseado. Esta parte será sana si todos los gradientes de temperatura alcanzan en no importa qué lugar un valor mínimo crítico, función de la naturaleza de la aleación. Es el fenómeno de efecto de extremidad al que se le atribuye el valor E. Por otra parte, es posible modificar la distribución de las isotermas que se establecieron en la parte B por medio de ciertos artificios : Ø Aumento progresivo de espesor (adopción de un grado alto de salida, 10 % por ejemplo, para aceros) Ø Empleo de materiales de molde de propiedades térmicas diferentes Ø Acoplar un depósito de reserva o mazarota Así se ve en la figura 7.2b cómo el adosar una mazarota permite la obtención de una pieza sana en una longitud A tal que sean allí suficientes los gradientes de temperatura. Esta longitud A de pieza sana debida a la presencia de la mazarota se llama “radio de acción” de la mazarota o “distancia de alimentación”. Los fundidores deben producir piezas cuya forma no puede distorsionarse por las contracciones líquida y de solidificación para lo cual les aplican unas masas auxiliares. Estas masas suministran líquido “alimentador” durante esas etapas. Luego, o desaparecen naturalmente o, lo más común, se reducen o ahuecan más o menos dependiendo del volumen perdido que ha tenido lugar durante la alimentación y por su propia contracción. En la medida en que la pieza producida está libre de distorsiones dimensionales, las mazarotas habrán conseguido su misión en mayor grado y estarán disponibles después de su separación de la pieza para refundirlas. (Por supuesto el valor del material refundido por unidad de peso es solamente una

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fracción de la pieza producida). Así es como funciona el mazarotaje o alimentación convencional. Los cuatro factores a considerar en la práctica del mazarotaje convencional son : v Dónde colocar las mazarotas Deben alimentar a las últimas zonas en solidificar, o sea, las de más módulo v Tamaño (volumen) de cada mazarota Debe contener el suficiente metal para compensar la contracción en líquido de la pieza. v Forma de cada mazarota Debe mantenerse líquida lo más posible y a la vez, tener altura para transmitir el suficiente líquido de alimentación v Diseño del cuello Debe asegurar la conexión abierta el tiempo necesario En términos generales, el rendimiento óptimo se logra con mazarotas colocadas encima de la parte de pieza a la que van a alimentar, mazarotas techo.

Figura 7.3.- Tipos genéricos de mazarotas

La Figura 7.3 representa un sistema en el que se muestran las distintas formas normales de mazarotaje “natural” , o sea, hechas con el molde (en realidad, la mazarota techo necesita un macho para el cuello). Techo :

La que está sobre la pieza, aislada

Lateral :

Las otras dos, que a su vez, son :

Fría : se llena a través de la pieza Caliente : Se llena desde el bebedero y llena ella a la pieza También se dividen en “abiertas”, con salida hacia la parte superior del molde y con el mismo diámetro aproximadamente (caso de la “techo” del esquema) y “cerradas”, (caso de las otras dos).

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No existe posibilidad de alimentar la contracción sólida. Se compensa fabricando el modelo en el tamaño justo para acabar en las dimensiones adecuadas a la temperatura final. La compensación de la contracción líquida (primaria) es bastante simple. Con la contracción secundaria, ya no lo es tanto. Como la expansión, su fuerza la debe resistir el molde. Esta resistencia puede ser suficiente o no, dependiendo del tipo de molde y del espesor de la pieza (módulo). Si el molde es suficientemente rígido, la labor de alimentar piezas con grafito es muy fácil y, en determinadas condiciones no es necesario ninguna clase de alimentación (Diseño Sin Alimentación). Los moldes que van a ceder plásticamente bajo las presiones de expansión y con módulos relativamente grandes requieren mazarotas adosadas a la pieza si se quieren evitar rechupes. El funcionamiento de estas mazarotas, no obstante es fundamentalmente distinto del descrito anteriormente. La contracción inicial crea huecos en la mazarota (el líquido se transfiere de la mazarota a la pieza). Durante la expansión, se invierte la dirección de trasiego. Ahora la pieza “alimenta” la mazarota. Dando por hecho que tanto el diseño como el proceso de fabricación son correctos, la mayoría de la expansión pero no toda se gasta en esta transferencia a la inversa. El trasiego se detiene repentinamente y la presión resultante de la expansión sobrante puede resistirse incluso con moldes blandos. Esta presión, a su vez se utiliza para la compensación de la contracción secundaria. Aunque con piezas grafíticas el papel más importante en tales aportaciones auxiliares es el de control de presión, se mantiene el nombre tradicional, mazarota, y solamente en ocasiones se le califica como “mazarota de control de presión”. La función de la mazarota es muy sensible a la temperatura de colada y al tiempo de colada. En términos generales, el papel fundamental de la mazarota es compensar las variaciones de volumen de la parte de la pieza adosada en el curso de su solidificación. Alimenta a la pieza hasta el Líquidus y durante su solidificación en los casos normales de contracción. Cuando la solidificación viene acompañada de una expansión la mazarota puede ser útil para compensar el déficit final. Es pues necesario aunque no suficiente que al menos una parte de la mazarota se mantenga líquida más tiempo que la pieza a la que alimenta. Y por tanto su módulo, debe ser igual o mayor que el de la parte de pieza que alimenta. El líquido está a la suficiente moderada presión para compensar la contracción secundaria subsecuente. Por ello, es mucho más sencillo el empleo del mazarotaje convencional. Sin embargo es muy raro que se emplee ya que la producción de hierro gris durante miles de años ha probado que el uso de la Alimentación Aplicada Directamente utilizando el sistema de llenado es aplicable para piezas delgadas y medias incluso fundidas en moldes de arena en verde. (Este concepto y otros se verán más adelante)

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Las piezas más gruesas de fundición gris necesitan mazarota pero, gracias a sus características favorables de mejor conducción calorífica, no son tan exigentes en el diseño de las mazarotas como los nodulares. Con las piezas más gruesas de la escala, como sucede con las nodulares, las fundiciones grises piden por sí solas el Diseño Sin Alimentación. Es buena práctica seguir las reglas de las nodulares. No obstante, si el carbono equivalente es más bajo de 3’7 es aconsejable utilizar una pequeña mazarota ciega. En la figura 7.4 se muestran ejemplos de piezas sin mazarota en fundición gris. Con respecto a las fundiciones de grafito compacto, están en un nivel intermedio. Las austeníticas merecen consideración aparte y por ello se les dedica un capítulo exclusivo.

Fig. 7.4.- Piezas de hierro gris coladas sin alimentación.

Es importante dejar claro que el sistema de llenado no es normalmente requerido para una alimentación significativa. El llenado lleva segundos mientras la alimentación pueden ser minutos. En cuanto a la posición, distribución, etc. de las mazarotas convencionales, la figura 7.5 muestra los problemas de alimentación en una pieza algo complicada. La pieza está dividida en dos mitades a ambos lados de la línea a trazos.

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Figura 7.5.- Modelo de alimentación de pieza complicada

La mitad izquierda se ha diseñado para ser alimentada por una mazarota abierta M1 y una cerrada, M2. El lado derecho se ha diseñado para ser alimentado por M3 exclusivamente. La mazarota M1 alimenta correctamente a la sección S1. Parece ser esta mazarota grande, comparativamente hablando. Esto es porque se le pide proveer metal a toda la pieza en las primeras etapas de la solidificación mientras las demás secciones permanecen abiertas. En esta etapa, M1 alimenta también a las otras dos mazarotas, por lo menos a M2. Llega un momento en que se cierra el paso de S1 a S2. M2 alimenta S5. Está provista de un viento a la atmósfera, permitiendo al líquido estar a la presión atmosférica como en la taza de café del experimento que se ilustra debajo, forzando así al metal a través de la pieza. En las secciones de igual grosor S3 y S4 se muestra la inseguridad de obtener una alimentación adecuada. En S4 la aparición del hueco ha creado una superficie libre y la presión dentro de la pieza es cercana a 1 atm. Entonces el nivel de líquido en S4 desciende, igualando al de M2. ( Si la presión gaseosa dentro de la pieza hubiese sido mucho menor que la atmosférica, el nivel en S4 podría haber sido más alto en correspondencia). La superficie inicial del poro en S2 ha crecido de forma similar , igualando exactamente su nivel con el de M2, ya que ambas superficies están exactamente a la misma presión atmosférica. En la S3 , afortunadamente, no hay núcleos presentes y por tanto , no aparecen poros con el resultado de que la presión atmosférica vía M2 (y desafortunadamente también vía S2) va a alimentar aquí la contracción de solidificación, dando una sección perfectamente sana. Volviendo ahora a la mitad derecha de la pieza, aunque la mazarota M3 es adecuada en tamaño para alimentar S6, S7 y S8, se ha olvidado ponerle viento. Esto es un error serio. El experimento plástico de la copa de café

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muestra que la copa invertida no puede soltar su contenido (en realidad, lo que se hace es obstaculizarlo pues siempre existe la entrada de gases gracias a la permeabilidad de la arena del molde). El gradiente de presión va ahora al revés, empujando el líquido hacia la mazarota. Las presiones en la pieza y en la mazarota continúa descendiendo, conforme avanza el enfriamiento hasta que aparece un poro, bien por la tensión hidrostática o bien por gas en disolución o bien por rotura de la superficie en algún punto débil como el rincón de S8. La presión en S8 es ahora elevada hasta la atmosférica mientras que la presión en la mazarota es más baja, negativa. Por tanto el líquido es forzado a fluir desde la pieza en la mazarota. Se desarrolla entonces un gran hueco ya que M3 necesita gran volumen de líquido y drena S8 y la pieza adyacente. El rechupe es peor que el que hubiese habido sin mazarota. La S6 permanece razonablemente sana por tener la ventaja de que el drenaje natural la alimenta. Se alimenta de S8. El gradiente de presiones debido a la acción combinada de la gravedad, el rechupe y la atmósfera de S8 a S6 es positivo. La S7 no puede alimentarse por que no hay camino para ello. Y también S9 está en desventaja. Estas pérdidas de diferencia de presión no pueden ocurrir si las mazarotas se colocan encima del nivel general de la pieza con lo que la alimentación está siempre ayudada por la gravedad. La M2 podría haber alimentado con éxito las S2 y S4, bien si hubiese sido más alta o bien si se hubiese colocado en un sitio más alto, por ejemplo, encima de S4. Está claro que M3 no puede alimentar S8 si se tiene el efecto de punto caliente del rincón, incluso si tuviese viento porque se ha destruido el gradiente de presión. Con un viento adecuado y recolocando M3 al lado de S8 habría dado sanidad a S6 y S8 y evitado el efecto rincón en S8. S7 y S9 requieren tratamiento específico. La conclusión es : colocar las mazarotas altas para alimentar hacia abajo. 7.2.- Enfriaderos 7.2.1.- Enfriaderos externos Otro artificio empleado para dirigir la solidificación son los enfriaderos. Al contrario que las mazarotas, tienen por papel acelerar el enfriamiento localmente modificando eventualmente la forma, situación y repartición de los rechupes. Lo que no modifica nunca son las variaciones de volumen durante la solidificación. Así pues, un enfriadero no suprime la aparición de rechupes si la parte de la pieza interesada no está convenientemente alimentada de aleación líquida por las partes vecinas o por las mazarotas. Como todos los productos empleados para acelerar el enfriamiento localmente, los enfriaderos actúan sobre la estructura de la aleación (suele ser una modificación de la forma y el tamaño de los granos). Se colocan contra el modelo antes de adicionar la arena o en el mismo molde en huellas ex profeso.

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En términos generales la capacidad de absorción de calor del molde está definida por su difusividad : ρ.C.K, donde ρ es la densidad, C el calor específico y K la conductividad del molde. Las tablas de las figuras 7.6 y 7.7 dan para temperatura ambiente datos comparativos del poder enfriador de diversos materiales.

Figura 7.6.- Constantes de moldes y metales

Material

Difusividad del calor (M(J2 /s)/m4 por K2)

Arena

1’03

Cerámica

0’45

Arcilla

0’32

Hierro dulce

262

Grafito

490

Cobre

1.373

Figura 7.7.-Difusividad de calor de algunos materiales de moldes y enfriaderos

Cuando se coloca una pieza de fundición o grafito en un molde como enfriadero, no desarrolla su potencial total como indica su difusividad de calor. Este valor indica la acción de absorción de calor del material cuando es infinitamente grueso, o sea, como si el molde fuese de ese material. En la práctica, se satura de calor y su efecto enfriador queda limitado. La cantidad de calor que puede absorber se conoce como capacidad de calor volumétrica, un concepto útil, función de su volumen capacidad de calor volumétrica = ρ.C.V, La absorción de calor en sí no depende del material de que esté hecho sino de este concepto. Un enfriadero de acero de 25 mm de espesor tiene una capacidad de 900 J/K. Un enfriadero de idéntica capacidad en cobre tendría un

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espesor de 32 mm y en grafito 36 mm. Estos datos sorprendentes destruyen la creencia generalizada de que un enfriadero de cobre es más efectivo que uno de fundición. (La Figura 7.7 muestra que un enfriadero de cobre es más efectivo cuando es de tamaño grande pero no es así cuando se satura). La figura 7.8 muestra que los enfriaderos son efectivos a grandes distancias, los mayores influyen en el tiempo de solidificación de la pieza hasta a 200 mm (cuatro veces la sección o espesor de la pieza). Esta gran distancia es típica de piezas con un espesor grueso en aleaciones de alta conductividad térmica. Una pieza de acero respondería peor a esa distancia

Figura 7.8- Tiempo de solidificación de una placa de 225 x 150 x 50 mm de una aleación de aluminio a varias distancias del borde del enfriadero, mostrando cómo baja fuertemente cuando se aproxima el enfriadero y cuando se aumenta su tamaño.

La aceptación general de que el enfriadero aumenta la superficie efectiva de enfriamiento de la pieza en arena en aproximadamente dos veces, parece ser una simplificación de exactitud tolerable. La figura 7.5 muestra que para una capacidad de temple de 0’4 (J/K)/mm2 , con un enfriadero de acero de alrededor de 80 mm de espesor, la velocidad de solidificación adyacente al enfriadero es 6 veces mayor. A una distancia de 50 mm (o sea, dos veces el espesor de la pieza) más lejos, la velocidad de solidificación es aún más del doble. Considerando la regla de Chvorinov, estas dos situaciones corresponden a un aumento efectivo del área de enfriamiento de aproximadamente 2’5 y 1’5 veces respectivamente. Como norma práctica puede adoptarse que el espesor del enfriadero debe ser al menos el doble del módulo de la parte de pieza interesada. En el caso de placas de dimensiones infinitas, salvo el espesor, su espesor es el de la pieza. La longitud de contacto debe ser también igual a la de la pieza. Por ejemplo, para una placa de espesor t y módulo t/2, el espesor del enfriador será también t así como la longitud de contacto.

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Los enfriaderos se utilizan bien en contacto directo con el caldo, introducidos en el o bien dentro de machos. El empleo más generalizado es en fundición de acero, para acortar distancias de alimentación, enfriar puntos calientes difíciles de alimentar directamente. En hierro nodular se emplean para enfriar puntos calientes difíciles de alimentar. El emplazamiento en el molde es como un macho o bien sobre el molde sujetándolo con arena si el sistema de moldeo lo permite. Ejemplos (figura 7.9)

Figura 7.9- Ejemplos de enfriadores

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Veamos cómo calcular el volumen del enfriadero (de acuerdo a Holzmüller y Kucharcik). Este cálculo aporta conceptos como el módulo aparente que no está muy definido; por ello, nos remitimos a exponer el desarrollo y un ejemplo tal como viene en el texto original. Una sección gruesa de volumen V0 solidificará tan rápidamente como otra delgada adyacente de volumen V1 si se utilizan los enfriaderos adecuados. Para conseguir esto hay que liberar la correspondiente cantidad de calor Q0 en el mismo tiempo que la cantidad de calor Q1, menor. La diferencia entre ambas cantidades de calor Q0 - Q1 debe ser absorbida en ese tiempo por los enfriaderos adosados. Así, pues :

Q0 − Q1 = γ m (V0 − V1 )[L + C m (Ts − Tl )] en que : γm = peso específico del metal (g/cm3) L = calor de fusión del metal (cal/g) Cm = calor específico medio del metal en estado líquido (cal/g.grado) TS = Temperatura de sobrecalentamiento (colada) (º C) Tl = Temperatura de líquidus Calor específico de la fundición : 0’11 cal/g.grado Calor de fusión de la fundición : 64 cal/g El calor fluirá desde la pieza solidificada hacia el enfriadero hasta que ambos hayan alcanzado la misma temperatura. La cantidad de calor Q0 – Q1l liberada adicionalmente de la sección gruesa (V0) será entonces igual a la cantidad de calor QE absorbida por el enfriadero. Establecemos el balance térmico : Q0 - Q1 = QE γM (V0 – V1 ) [L+ Cm (TS - Tl )] = VE . γE . TE . CE en la que el índice E se refiere al enfriadero. En el lado izquierdo se representa el calor liberado por el metal en solidificación y en el derecho el calor absorbido por el enfriadero. Mediante una simple transformación de la expresión (V0 - V1 ) introducimos el módulo M0 o M1 en el balance térmico. Como se dijo al principio, una sección gruesa (V0 , M0 ) deberá solidificar tan rápidamente como la sección delgada adyacente (V1 , M1 ). La colocación de enfriaderos actúa como un aumento “aparente” de la superficie o como una disminución “aparente” del volumen. En todo caso el módulo mayor

M0 = deberá disminuirse hasta

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V0 S0

M1 =

V0 S1

en la que la superficie aparente es :

S0 S0 + ⋅2 2 2

S '1 =

con contacto directo del enfriadero con la pieza y S '1 =

S 0 S0 + ⋅3 2 2

sin contacto directo, de acuerdo a Holzmüller y Kucharcik. Es decir, crean un módulo aparente, M’1 en función de V0 aumentando la superficie de enfriamiento. En las superficies de contacto de los enfriaderos de contacto directo tiene lugar un incremento aparente de la superficie al triple, mientras que cuando no hay contacto directo se cuenta sólo con el doble de superficie. Escribimos ahora :

V0 − V1 =

V0 S0 (V0 − V1 ) V0 S0V0 V0 S0V1 V0 S0 M 0 V0 S0 M '1 V0 S0 ( M 0 − M '1 ) = − = − = V0 S0 V0 S0 V0 S0 V0 V0 V0 V0 − V1 =

V0 ( M 0 − M '1 ) M0

Introduciendo esta expresión en el balance térmico : γ M ⋅ V0 ( M 0 − M '1 ) [L + Cm (TS − Tl )] = VE ⋅ γ E ⋅ TE ⋅ CE M0

De esta ecuación deducimos el volumen de enfriadero buscado : VE =

γ M ⋅ V0 ( M 0 − M '1 ) [L + Cm (TS − Tl )] M 0 ⋅ γ E ⋅ TE ⋅ C E

que, dando los valores numéricos para la fundición : VE =

7'0 ⋅ V0 ( M 0 − M '1 ) [64 + 0'11 × 100)] M 0 ⋅ 7'2 ⋅ 400 ⋅ 0'11

VE =

1'66 ⋅ V0 ( M 0 − M '1 ) M0

En estos cálculos se ha establecido que el enfriadero se va a calentar a 400 ºC.

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Calculemos a título de ejemplo el volumen de una placa enfriadora de fundición que debe enfriar una zona de 100 x 200 mm de una pared de 50 mm de espesor. Las cuatro superficies frontales de la parte de pared rectangular pueden considerarse superficies no enfriadoras. El módulo de esta placa es : M0 =

e = 2'5 cm 2

V0 = 5 ⋅ 10 ⋅ 20 = 1000 cm 3 S 0 = 2 ⋅ 10 ⋅ 20 = 400 cm 3

Si establecemos que el enfriadero ha de calentarse a 400 ºC, el módulo de la pared descrita será susceptible de reducción : Con contacto directo : M '1 =

V0 1000 = = 1'67 cm 600 S '1

siendo : S '1 =

S0 S 0 400 400 + x2 = + × 2 = 600 = 1'5 S0 2 2 2 2

Sin contacto directo : M ' '1 =

V0 1000 = = 1'25 cm 800 S ' '1

siendo : S ' '1 =

S0 S0 + x3 2 2

El volumen del enfriadero de fundición ascenderá entonces a : Sin contacto directo : VE =

1'66 ⋅ V0 ( M 0 − M 1 ) 1'66 ⋅1000(2'5 − 1'67) = = 550 cm 3 M0 2'5

Con contacto directo : VE =

1'66 ⋅ 1000(2'5 − 1'25) = 830 cm 3 2'5

De donde se deduce que el espesor de la pared del enfriadero debe aumentarse del 50 % del espesor de pared de la pieza en cuestión al 80 %, lo que coincide con las experiencias prácticas. De igual modo pueden calcularse los volúmenes adosables de otros materiales refrigerantes ( placas de grafito, carburo de silicio, etc.) . Bastará comprobar hasta qué temperatura pueden calentarse estos materiales e introducir su densidad y calor específico en la ecuación del balance térmico.

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7.2.2.- Enfriaderos internos En cuanto a los enfriaderos internos, es decir, los que se colocan en el molde con intención de que el metal los funda, son un camino muy efectivo de acelerar el enfriamiento. Para templar hierro líquido a 25 º C de sobrecalentamiento se requerirán varios niveles de adición de hierro sólido frío, dependiendo de la extensión de enfriamiento requerida (Figura 7.10)

Adición calculada (%)

Adición Observada (%)

(Campbell y Caton, 1977)

(Miles, 1956)

Enfriadero fundido totalmente

3’0 3´5

≅2

El enfriadero alcanza el punto de fusión pero no funde Queda sólido el 50 % del metal

7’0 10’5

Resultado

≅ 11

Queda sólido todo el metal

Figura 7.10. Porcentaje en peso de enfriaderos internos en hierro dulce

Se colocan en sitios difíciles de alcanzar con los externos. Interesa que sean áreas de la pieza que va a ir mecanizadas pues siempre debilitan la zona si no se funden bien. Su composición debe ser compatible con el metal de la pieza. La figura 7.11 muestra algunos ejemplos de enfriaderos internos

Figura 7.11 Ejemplos de enfriaderos internos.

Naturalmente, su efecto es menguado si la superficie no está limpia, p. ej., oxidada, lo que frena el paso de calor. También, si los enfriaderos permanecen en el molde períodos largos de tiempo, sobre todo si el molde está cerrado, es fácil que se condense humedad sobre el enfriadero y se tendrán sopladuras. Estas también pueden venir de grasa, etc.

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También se usan otros materiales para acelerar el enfriamiento, como el caso de la figura 7.12

Figura -7.12.- Solidificación dirigida por el uso de diversos materiales de moldeo

Para su cálculo, de acuerdo a la misma fuente, se sigue el mismo razonamiento Mediante enfriamiento interno, una sección gruesa con el volumen V0 se enfriará con tanta rapidez como una sección adyacente más delgada con el volumen Vl. En sentido estricto, del volumen V0 debería deducirse directamente el volumen VE del cuerpo enfriador insertado: V0 -VE = V’0 Como sucede con los enfriaderos externos, debe evacuarse la correspondiente mayor cantidad de calor Q’0 en el mismo tiempo que la menor cantidad de calor Ql. La diferencia entre ambas cantidades de calor Q’0 - Ql debe por consiguiente, ser absorbida por los cuerpos enfriadores insertados en el molde. Para que estos enfriaderos suelden con la pieza, se dispone del calor de sobrecalentamiento más aproximadamente 1/3 del calor de fusión del metal colado, debiendo los enfriaderos ser del mismo metal. Establecemos de nuevo un balance térmico. La cantidad de calor cedida por la diferencia de volumen V’0 - Vl ascenderá a : γ( V’0 - Vl )[1/3L+ Cm (TS - TF )] Para que los enfriaderos suelden adecuadamente deben llegar a la temperatura de fusión y además recibir aproximadamente la mitad de su calor de fusión; absorberán : VE .γ . (Cm TF + ½ L) Los enfriaderos deben calentarse desde la temperatura ambiente hasta el punto de fusión TF , en tanto que el metal colado se enfriará desde la temperatura de colada TS al punto de fusión TF . El volumen del cuerpo enfriador necesario asciende entonces a :

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VE =

γ (V ' 0 −Vl )[0'33L + C m (TS − TF )] γ (C m ⋅ TF + 0'5L)

En esta ecuación se desconoce el valor V’0 , obteniéndose de: V’0 = V0 - VE Se dan aquí condiciones distintas a las de los enfriaderos externos, donde el volumen de metal de la parte por enfriar no sufre alteración por obra de los cuerpos enfriadores adosados. En principio, no es posible una solución exacta, pero como por las porciones del calor de fusión estimadas esta ecuación es válida sólo aproximadamente, prescindiremos de la diferencia de volumen e introduciremos al transformar (V0 - Vl) en la fórmula del módulo, en vez de la incógnita V’0 otra vez la original V0.

VE =

V0 ( M 0 − M l )[0'33L + C m (TS − TF )] M 0 (C m ⋅ TF + 0'5L)

Ejemplo. El módulo de un cubo de fundición de hierro de 10 cm de arista debe sustituirse por enfriamiento interno de 1’67 cm a 1’4 cm . V0.= 1000 cm3 ; M0.=a/6; Ml.= 1’4 cm L = 64 cal/g; Cm.= 0’11 cal/g.grado ; TS.= 1400 ºC ; TF.= 1170 ºC VE =

1000(1'67 − 1'4)[0'33 ⋅ 64 + 0'11(1400 − 1170)] = 45 cm 3 1'67(0'11 ⋅ 1170 + 0'5 ⋅ 64)

7.3.- Regruesamiento o “Padding” A veces, se utiliza el recrecimiento o “padding”, especialmente en acero. La pieza solidifica primero en su sección más fina y luego va hacia las más gruesas. Si se va recreciendo la pieza hacia la mazarota, puede lograse que el rechupe aparezca en la mazarota. Siempre es caro de mecanizar. Ver figura 7.13.

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Figura 7.13.- Ejemplos de recrecimiento o padding. a)

Pieza recrecida para obtener solidificación dirigida.

b)

Pieza dividida en dos porciones cada una alimentada por una mazarota

c)

Vista del corte del moyú de una polea.

7.4.- Galletas exotérmicas o aislantes Se emplean para eliminar el padding, en acero principalmente, y para aumentar el módulo en segmentos que impidan la alimentación a través de los mismos. Fig. 7.14. Son de material refractario altamente aislante y sustituyen a los paddings metálicos.

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Figura 7.14.- Eliminación del Padding

Hacen el efecto de aumentar el espesor del segmento, aislándolo del molde por la galleta. Fig. 7.15

Figura 7.15.- Eliminación de padding

También puede emplearse para reducir el ataque de la mazarota. Fig. 7.16

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Figura 7.16.- Reducción del cuello de la mazarota (Acero).

Con la forma adecuada no cambian en principio la geometría de la pieza. El cálculo de galletas está tabulado por los distintos suministradores de estos elementos. Es más complejo que el de los manguitos. También es común el uso de galletas estranguladoras para el cuello de las mazarotas. En el caso de mazarotas techo son imprescindibles por la contrasalida, salvo en moldeo manual. Reducen la superficie de contacto entre la mazarota y la pieza y favorecen la rotura al tener el borde muy afilado. La figura 7.17 muestra una tabla con distintos tamaños de una galleta estranguladora estándar de una conocida marca comercial. Suelen ser de arena de sílice o de cromita. También hay algunas especiales hechas con cerámica altamente refractaria. La figura 7.18 muestra otra tabla para galletas cerámicas de la misma casa comercial. La figura 7.19 representa una galleta con entronque cónico y la 7.20, una forma especial.

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Fig. 7.17.- Galleta estranguladora estándar

Fig. 7.18.- Galleta estranguladora cerámica

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Fig. 7.19.- Galleta estranguladora para manguitos cónicos

Fig. 7.20.- Tipo especial de forma de galleta estranguladora

7.5.- Manguitos La modificación artificial del módulo de la mazarota mediante camisas isotérmicas o exotérmicas (manguitos) permite aumentar el módulo de éstas ahorrando hierro. Por supuesto, el balance económico global es el que decide, salvo que por razones de espacio no haya más remedio. Los manguitos aislantes o isotérmicos están fabricados con fibras minerales y se pueden cortar con cuchillo lo que permite adaptarlos a formas más complejas. Deben ser de comportamiento neutro cara a la fundición, especialmente con grafito esferoidal (contenido en azufre). Son “techo” y, para su montaje en máquinas de moldeo con prensa, se proveen de un cilindro interno de madera que se guía en un pequeño vástago en la placa modelo lo que permite mantener en su sitio el manguito y no aplastarlo. Suelen ir acompañados de galleta estranguladora.

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Fig. 7.21.- Manguitos isotérmicos o exotérmicos abiertos convencionales

La figura 7.21 muestra dos tipos comunes. Su módulo térmico es según el fabricante 1,5 veces el geométrico, para el más pequeño, disminuyendo esta proporción al aumentar el tamaño del manguito; dándolo por bueno, esa es la proporción de economía de caldo frente al coste del manguito que hay que emplear. Naturalmente, este módulo térmico depende del espesor de la pared de aislante Si son abiertos, es muy frecuente su empleo con adición en la superficie del caldo una vez llena la pieza de polvos exotérmicos, que, a esa temperatura arden calentando la superficie superior del manguito. Los cerrados permiten asistir a la pieza en zonas masivas profundas Los manguitos exotérmicos son además de aislantes generadores de calor al reaccionar los productos que lo componen en contacto con el hierro líquido. Son también abiertos y cerrados; los abiertos se emplean habitualmente con tapas o polvos también exotérmicos Sus formas son las mismas que las de los isotérmicos representados en la figura 7.21. Para los manguitos cerrados, tanto iso como exotérmicos, la figura 7.22 muestra un par de ejemplos. El saliente cónico crea un punto caliente que permite llegar a la presión atmosférica hasta el líquido. Un cálculo similar al anterior revela que el módulo térmico es, con el más pequeño, 1,36 veces el geométrico, sorprendentemente.

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Fig. 7.22.- Manguitos isotérmicos o exotérmicos cerrados

El fabricante habla de tiempos de solidificación entre 2 y 2,4 veces los de una mazarota de arena del mismo módulo geométrico con los manguitos abiertos y de 2,5 a 2,7veces los cerrados. Añade que pueden aportar hasta el 64 % de su volumen a la pieza. Cuando se tienen fuertes limitaciones de espacio en la zona a insertar el manguito, existen unos especiales de pared muy gruesa y espacio interior muy pequeño, ver figura 7.22.

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Estos manguitos se pueden utilizar con galleta, caso de la figura 7.23, con lo que el 70 % de la superficie de la galleta tiene que estar en contacto con la pieza como mínimo o con muelle, con lo que se tiene una capa de arena como cuello. Esto permite que entre la arena debajo del manguito y luego al prensar va a su posición final.

Fig. 7.23.- Manguitos exotérmicos especiales para zonas de apoyo mínimas

7.6.- Aletas Las uniones en L y T deben tenerse en especial consideración. Una técnica de aceleración del enfriamiento es el uso de aletas. Si pensamos en el efecto de la unión en T, ver figura 7.24, es importante considerar la relación de espesores entre la aleta y los brazos o pieza.

Figura 7.24.- Varias uniones en T mostrando cómo unas son calientes, otras frías y algunas ninguna de las dos.

Cuando la aleta de la T es delgada, actúa como enfriadero, enfriando la unión entre los dos brazos de la pieza. Cuando se aumenta hasta la mitad del

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espesor de la pieza, la unión está cerca del balance térmico y la aleta compensa el efecto de punto caliente de la unión. Cuando su espesor alcanza el de la pieza, es un punto caliente. Cuando es el doble de la pieza actúa como mazarota y la unión está de nuevo en equilibrio. El uso de la aleta como enfriadero depende de su sección y longitud, además. Su cálculo es complejo y no merece su estudio matemático en este campo de la fundición. Para predecir la localización de puntos o pozos calientes puede utilizarse el método de los círculos inscritos ( figura 7.25)

Figura 7.25.- Método de los círculos inscritos para la determinación de focos calientes en uniones L y T

En la sección en L el mayor círculo que puede inscribirse en la unión es mayor que el mayor que puede inscribirse en las paredes. Lo mismo sucede con la sección en T. Estos círculos mayores marcan los puntos calientes. La figura 7.26 muestra el progreso de la solidificación y los puntos calientes.

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Figura 7.26.- Las áreas sombreadas marcan el progreso de la solidificación

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8.-PASOS EN EL DISEÑO DE LA ALIMENTACION 8.1.- Pautas de Diseño Denominamos Pautas de Diseño a una serie de recomendaciones o pasos a tener en cuenta al hacer el diseño del sistema de alimentación. La percepción de los distintos pasos del diseño del sistema de alimentación siempre se hace con recelos al comienzo. El dilema consiste en que el diseñador tiene que familiarizarse con todos los detalles del diseño que se describen a continuación, desde el principio. Además, en la consideración de la planificación y resultados, el layout o trazado preliminar es el primer paso. Por supuesto, este trazado preliminar puede ser necesario dejarlo a un lado y cambiarlo conforme avanza el proceso. La necesidad de este quitar /sustituir aumenta con la complejidad del diseño y disminuye con la experiencia. Son numerosas las excepciones a la realización de un estudio completo. Lo más común es el caso en que el diseñador se presenta con el trazado y sistema de llenado /alimentación sobre la placa pero sin contemplar la calidad de la pieza. En otras ocasiones el rendimiento que se tiene con diseños existentes son irrazonablemente bajos. En lo referente a la calidad de la pieza, el estudio del diseño debe revelar la causa de los defectos y sugerir caminos de solución. En este caso, las pautas de diseño deben reemplazarse por análisis de defectos. Si el objetivo es mejorar el rendimiento, el diseñador está en el mejor momento. Las infracciones más frecuentes : las mazarotas excesivamente grandes son relativamente fáciles de identificar. No obstante, se recomienda utilizar el sentido común a la hora de proponer acciones. Un cambio del modelo es caro y, a menudo, no justificable con producciones de 1 a 10 piezas. En volúmenes altos de producción, se pueden justificar cambios de modelos incluso con un 1 % de aumento de rendimiento. En ambos casos, los métodos pueden hacer necesario volver total o parcialmente a las pautas de diseño. En términos generales, las pautas de diseño pueden dejarse a un lado si: a.

Si es adecuada la calidad de la pieza con el diseño actual

b.

Si los cambios en los modelos para mejorar el rendimiento de la pieza son más caros que las ganancias globales en el total del proceso.

Si las pautas de diseño son indicadas, algunas son : 1. Garantizar la calidad precisa (no necesariamente ésta es la perfección). 2. Alcanzar el rendimiento máximo de pieza(Elección del tipo de sistema de alimentación / llenado) 3. Utilización máxima de la superficie de la placa (máxima relación pieza /arena) 4. Minimizar el uso de machos

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5. Crear la distribución óptima de temperaturas en el momento de completar la colada. Esta condición es especialmente importante con fundiciones grises. Ver Interacción entre los sistemas de llenado y alimentación. 6. En caso de tener que usar mazarotas, intentar utilizar mazarotas comunes a varias piezas o para más de un segmento de pieza. 7. Considerar la alimentación con el sistema de llenado 8. De acuerdo con “e”, el uso de enfriaderos, aletas de enfriamiento, etc., está siempre justificado. Ocasionalmente pueden reemplazar a las mazarotas. En producción de series altas, también puede estar justificado el empleo de machos o insertos con calor específico o conductividad térmica más altos que los de la sílice (p. ej. cromita, circonita, etc.). 9. En el diseño del sistema de alimentación considerar siempre las dos influencias principales en las necesidades de líquido : •

Calidad metalúrgica

•

Módulo

10. Obedecer las leyes naturales en el diseño del sistema de llenado. 11. No dudar en defender la importancia de los factores que influyen en el sistema de alimentación frente a otros departamentos (calidad metalúrgica, diseño de la cuchara de colada, control de la temperatura, calidad de la arena, etc.). La ejecución de las pautas de diseño es tan simple o tan compleja como lo es la implantación de las piezas en el molde. Esta afirmación es igualmente válida para el diseño de sistemas de alimentación como de llenado. Ningún programa computerizado ni cartas pueden reemplazar a la lógica del pensamiento a este respecto. No hay que tratar de ahorrar tiempo. La mayoría del diseño restante sigue casi una rutina mecánica y es razonablemente rápido con una notable excepción : Análisis de Módulo. Las pautas de diseño son el arranque del diseño pero permanecen a todo lo largo de él. Tan pronto como se ha alcanzado una decisión firme acerca del trazado y, por tanto, del tipo de mazarotas, tamaño, colocación, tamaño y posición del bebedero, escala de temperaturas de colada, etc., deben registrarse todos esos datos. 8.2.-Planificación del diseño Los pasos a dar en el diseño del sistema de alimentación deben ser los siguientes : 1. Evaluar la rigidez del molde. 2. Determinar el Módulo Significativo de la pieza o de cada segmento de pieza (Segmento Significativo es el de mayor módulo de cada Unidad de Alimentación)

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3. Evaluar la calidad del molde y del hierro con lo que se seleccionará el método de alimentación apropiado 4. Determinar qué módulos hay que calcular de acuerdo al método seleccionado 5. Seleccionar la temperatura y tiempo de colada (en este último caso, al menos ahorquillarlo) 6. Determinar el módulo de la mazarota(s) y de su(s) cuello(s) o al revés. 7. Deducir el volumen de la mazarota 8. Deducir el número de mazarotas (distancia de alimentación) 9. Deducir las dimensiones de mazarotas y cuellos de mazarotas

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9.- CALCULO DEL MODULO 9.1.- Módulo de figuras geométricas elementales En la Figura 9.1 se muestran valores de módulos para una serie de formas geométricas más o menos sencillas.

Figura 9.1.- Módulos de figuras elementales

9.2.- Módulo medio, Mm (cm) Es el módulo de la pieza completa, es decir, su volumen dividido por la superficie enfriadora. Muy complejo si lo es la pieza.

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Puede calcularse como media ponderada de los módulos de las distintas secciones que la componen y su proporción o fracción en la pieza El módulo medio (promedio) se utiliza cuando : a. se decide sobre las necesidades de líquido a alimentar b. se decide si es aplicable o no el diseño sin mazarota No se suele exigir gran exactitud normalmente y, en consecuencia, no se lleva a cabo prácticamente nunca el laborioso cálculo de volumen y superficie totales de la pieza sino que se deduce del diagrama de módulos mencionado (ver más adelante) ya que el análisis de módulos y, particularmente, la distribución fraccional proporcionan una aproximación lo suficientemente exacta. En algún ejemplo se hará su cálculo. 9.3.- Segmento Cuando se analiza una pieza con formas más o menos complejas para la distribución de módulos, hay que dividir la pieza (con la imaginación) en formas geométricas simples. Cada forma simplemente dividida puede describirse con un simple módulo y se denomina segmento. Los más pequeños se desprecian siempre pero, incluso así, las piezas de forma muy compleja tienen que dividirse en numerosos segmentos. (Ver también, Módulo Térmico). 9.4.- Análisis y distribución de módulos 9.4.1.- Análisis del módulo El módulo medio, Mm , ya es útil inmediatamente para las geometrías sencillas que pueden definirse con un simple módulo y también, para otros propósitos (demanda de líquido de alimentación, por ejemplo), como ya se ha visto. Cuando la forma de la pieza es más compleja, el interés principal está en el módulo de las secciones o segmentos principales y su distribución. Para ello se descompone la pieza en figuras elementales conectadas entre sí, calculando sus módulos, teniendo en cuenta que las superficies ficticias de separación no son superficies enfriadoras. Así pues, para cada segmento se calcula su módulo y su proporción o fracción del total y con ellos se construye el diagrama. Su ordenación será según estén en la pieza. Esto puede dar lugar a un escalonamiento como la figura 9.2 o a secciones gruesas aisladas por otras delgadas como la figura 9.3.

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Fig. 9.2.- Distribución fraccional de módulos

Fig. 9.3.- Distribución fraccional de módulos.

Estos diagramas nos indican la secuencia de enfriamiento y de solidificación. En el caso de la figura 9.2 la solidificación va del segmento 1 hacia los de módulos más elevados. El de M5 será el último en solidificar. Con frecuencia, la solidificación no es así, de tipo unidireccional, sino como la de la figura 9.3. Evidentemente, el segmento 5 comenzará a solidificarse el primero, seguido de los 2, 3, 4, 1 y 6. Si nuestra técnica de mazarotado debe depender de la solidificación dirigida, la pieza debe considerarse dividida en tres partes. En la primera, el segmento frío es el 2 y la solidificación se termina con el segmento 1. En la tercera parte, la solidificación comienza con el segmento 5 y se termina con el 6. Finalmente, los segmentos 3 y 4 están entre dos segmentos de menos módulo, de manera que la solidificación comienza en el segmento 2 y va hacia el 3 y 4 y del otro lado, del segmento 5 al 6. Las mazarotas se adosarían por tanto a los segmentos 1, 4 y 6. Cuando se encuentre un segmento que tiene aún una forma complicada no dudar en aproximarlo a un cubo o algo similar.

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Es importante recordar que las superficies imaginarias que dividen los segmentos individuales no enfrían. Veamos algunos ejemplos. Ejemplo nº I.- Ver figura 9.4

Figura 9.4.- Ejemplo nº 1

Las superficies separadoras no contribuyen a enfriar. Se consideran los segmentos como barras infinitamente largas cuyo módulo es el de su sección transversal

M =

a ⋅b 2(a + b) − c

M1 =

5 x 2'5 12'5 = = 1 cm 2(5 + 2'5) − 2'5 12'5

M2 =

5 x3 15 = = 1'43 cm 2(5 + 3) − 2'5 − 3 10'5

M3 =

((4'5 + 5'5) / 2)5 x 4 20 = = 1'8 cm 2(5 + 4) − 4 − 3 11

M4 =

4 x3'5 14 = = 1'3 cm 2(4 + 3'5) − 4 11 90

El módulo significativo, concepto que ya se verá, es M3 = 1’8 cm. Ejemplo nº II.- Construcción del diagrama en el caso de la figura 9.5, dimensiones en milímetros.

Fig. 9.5.- Ejemplo nº 2

Segmento I Como su sección más pequeña es mucho menor que su circunferencia, se considera como una barra infinitamente larga, de sección 0’8 x 1’0 cm. Volumen

=1’0 x 0’8 x (3’5 + 1’6/2 ) x π = 10’8 cm3

Módulo (reducido al cálculo de la sección transversal por la circunferencia) =0’8/2’8 = 0’28 cm (la superficie que separa no enfría) Segmento II El volumen real y la superficie enfriadora se calculan con la simplificación de que el diámetro interno es :

3'5 + 3'1 = 3'3 cm 2

Volumen =

π (6'5 2 − 3'3 2 ) x3 = 73,9 cm 3 4

Superficie de enfriamiento = 3’3 x π x3 + 6’5 x π (3 – 1) + π/4 (6’52 – 3’32 ) + + 1’4 x 6’5 x π = 125 cm2 (Una simplificación más en el último término) de donde : Módulo

= 0’59 cm

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Segmento III El módulo se calcula para una barra infinitamente larga de sección transversal 3 x 1 cm2 (correspondiente al volumen) con una superficie de enfriamiento (sustituida por la circunferencia) de 3 + 3 = 6 cm, ya que las superficies divisoras no enfrían. Volumen (simplificado)

= (6’5 + 3 ) x π x 3 = 89’5 cm3

Módulo

= 3/6 = 0’5 cm

Segmento IV Volumen aproximado

= 10 x 13’7 x π x 1’2 = 516 cm3

El módulo se calcula como si el segmento fuese una placa infinitamente ancha. Módulo

= 1’2/2 = 0’6 cm.

Segmento V Aproximadamente una barra infinitamente larga Volumen

= 16’5 x π x 4 x 2 = 415 cm3

Módulo

=

8 = 0'74 cm 4 + 2 + 2 + 2'8

Mazarota Se calcula su volumen en 118 cm3 con un módulo de 1’2 x 0’74 = 0’89 cm. Este cálculo se verá más adelante Ejemplo nº III.- En el ejemplo de la figura 9.6 hay tres segmentos : La llanta, el disco o nervio y el moyú o núcleo central.

Fig. 9.6.- Ejemplo nº 3

(Para el propósito de calcular el módulo, pueden despreciarse los radios).

92

1.- Llanta

Fig. 9.7.- Llanta

La zona sombreada separa (o une) la llanta del nervio. Todas las superficies de separación se consideran de no enfriamiento. Aunque algo de calor pasará desde la llanta, más gruesa, al nervio, no se va a tener en cuenta. En el cálculo de módulos son muy frecuentes las aproximaciones.

Volumen =

π x(50 2 − 44 2 ) x 20 = 8.859'3 cm 3 4

(otra pequeña aproximación.

Obsérvese que los cálculos se hacen en cm). Superficies de enfriamiento . A1 (anillos superior e inferior) :

π x(50 2 − 44 2 ) x 2 = 885'9 cm 2 4 A2 (Banda exterior) :

50 xπx 20 = 3.146'6 cm 2 A3 (banda interior) :

44 xπx(20 − 2) = 2.488 cm 2 al ser los 2 cm de la banda central de no enfriamiento. El área total de enfriamiento es : A1 + A2 + A3 = 6.515’5 cm2 El módulo del segmento llanta :

Módulo segmento =

Volumen 8.859'3 = = 1'36 cm Area enfriamiento 6.515'5

93

2.- Nervio

Fig.9.8.- Nervio

Este cálculo es otro ejemplo de aproximación. se considera el disco como si fuese infinitamente ancho en sus dimensiones horizontales. Tal aproximación es admisible si tales longitudes son cinco veces el espesor o más. (en el caso de barras largas, se consideran “infinitamente “ largas si la dimensión más pequeña de su sección transversal es 1/5 de la longitud de la barra o menos. En este caso, el espesor del disco es 20 mm o 8’5 veces menos que la diferencia en radios. Por tanto, de la tabla de figuras elementales (Fig. 9.1) :

Módulo segmento =

2 = 1 cm 2

3.- Moyú

Fig. 9.9.- Moyú

Este ejemplo es un caso frecuente y muestra un dilema que se soluciona mediante la aproximación. El volumen del moyú es :

π x(10 2 − 3 2 ) x 25 = 1.786'7 cm 3 4 El volumen de pieza que rodea a un volumen de macho de :

94

32 x

π x 25 = 176'7 cm 3 4

Es obvio que el macho se va a calentar a temperatura mucho más alta que el molde que rodea al moyú y, en consecuencia, esta superficie interna va a enfriar mucho más lentamente. Para tener en cuenta este efecto, se considera la superficie macho /pieza como si fuese más pequeña, más contra más pequeño es el macho en relación a la masa de líquido que le rodea. El factor de corrección es una aproximación derivada de los cuidadosos estudios de R. Wlodawer y se tratan en el apartado Módulo Térmico Como en el ejemplo presente la relación de radios es D /d = 3’33, el factor de corrección a aplicar es 0’75. Areas de enfriamiento: A1 = 0’75 x 3 x π x 25 = 176’7 cm2 (superficie del macho) A2 = π/4 x(102 – 32 ) = 142’9 cm2 (anillos sup. e inf. ) A3 = 10 x π x (25 – 2) = 722’5 cm2 (cara exterior) Area total de enfriamiento = 176’2 + 142’9 + 722’5 = 1.041’6 cm2

Módulo segmento =

1.786'7 = 1'72 cm 1.041'6

9.4.2.- Distribución de módulos Para piezas relativamente sencillas como la del ejemplo que estamos viendo, ya pueden tomarse decisiones para el diseño de la alimentación directamente del análisis efectuado en el apartado anterior. Para formas más complejas es aconsejable dibujar el diagrama de distribución de módulos. Esto requiere un pequeño esfuerzo extra nada más y presenta un esquema muy útil del progreso del enfriamiento y la solidificación así como las interacciones entre varios segmentos. Vamos a construirlo para el ejemplo nº II Las proporciones volumétricas sobre el total de 1.223’2 cm3 , son : VI = 0’01, VII = 0’06, VIII = 0’07, VIV = 0’42, VV = 0’34 y VR = 0’10 Y con todos estos datos se construye el diagrama 9.10

95

Fig. 9.10.- Distribución fraccional del ejemplo nº II

El diagrama considera la mazarota como parte integrante del conjunto. De aquí que sea necesario a priori conocer el módulo y volumen de la mazarota. Igualmente con el ejemplo nº III : Volumen total de la pieza : Segmento I 8.859’3 cm3 Segmento II 2.884 cm3 Segmento III 1.787’7 cm3 Total :

13.530’0 cm3 Proporción del segmento I :

8.859’3/13.530 = 0’66 en tanto por 1

Idem del segmento II :

2.884’0/13.530 = 0’21

Idem del segmento III :

1.786’7/13.530 = 0’13

96

Fig. 9.11.- Distribución fraccional del ejemplo III

La utilidad de este diagrama se verá claramente con la experiencia. Solamente como ejemplo, es la base para la decisión: ¿Es suficiente una mazarota (colocada sobre el moyú) o es necesario alimentar tanto el moyú como la llanta colocando dos mazarotas?. 9.5.- Módulo representativo (Mr , cm) El módulo representativo es la base del diseño de un sistema de Alimentación Aplicada Directamente o por Aplicación de la Presión. En este método de alimentación, como se verá, se aprovecha la expansión para crear un estado de presión que contrarreste la contracción secundaria. En líneas generales se busca uniformizar temperaturas buscando un segmento que, si se alimenta en la contracción primaria con una mazarota o con el bebedero, dependiendo del módulo medio, pueda luego en su expansión alimentar a otros más gruesos en su contracción primaria (la de los otros). A veces su elección es intuitiva y, por tanto, sujeta a error. La pareja de diagramas de distribución de módulos, figuras 9.12 y 9.13, ilustra el dilema. Veamos el caso de la figura 9.12

97

Fig. 9.12.- Distribución fraccional de módulos de una barra escalonada

Se define como un segmento representativo aquel que, teniendo el módulo más pequeño, tiene una expansión de solidificación tal que es capaz de mantener todo el líquido a presión superior a la atmosférica en los segmentos más gruesos hasta que estos comiencen su solidificación y expansión. Una condición más : todos los segmentos de módulo mayor que uno representativo deberán también cumplir el anterior requerimiento. La distribución de módulos de la figura anterior puede ser la de una probeta tipo barra escalonada. Puede seleccionarse MI como módulo representativo (dando un rendimiento muy alto) con los siguientes fundamentos: v No hay gran diferencia entre MI y MII, ni entre los módulos de los segmentos sucesivamente mayores. v En comparación con los segmentos sucesivos la fracción volumétrica del I es relativamente grande. v La temperatura a la que comienza la expansión en los segmentos sucesivos aumenta al aumentar su módulo ( o sea, empiezan a expandir ANTES con lo que necesitan menos ayuda de sus anteriores para compensar la contracción líquida)

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Fig. 9.13.- Ejemplo teórico

En el diagrama 9.13 adjunto se descarta la elección del segmento I como representativo tanto sobre la base de diferencia de módulos como sobre la de fracción volumétrica. El segmento II sería probablemente la elección correcta para representativo por su gran fracción volumétrica y la menor diferencia entre MII y MIII. El concepto de módulo representativo es la única explicación racional a la observación de los antiguos maestros de que a menudo, “el hierro gris no necesita alimentación”. Si MI en el diagrama 9.12 es por ejemplo 0’2 cm y MII 0’6 cm, un ataque de 8 mm de espesor y 30 mm de ancho alimenta con garantía toda la pieza hasta que el segmento I empiece a expandir pero solidificará muy poco después. La expansión en el segmento II con un módulo de 0’4 cm comienza 28 segundos más tarde – lo suficientemente pronto para evitar defectos de rechupe. Así, incluso si pensamos para el segmento más grueso en un cubo de 60 mm de lado, el ataque de 8 x 30 mm va a dar toda la alimentación necesaria. Si en el diagrama 9.13 MII se escoge para representativo, probablemente sea más económico poner una mazarota que intentar alimentar con el sistema de llenado. En el Apéndice IV, Bases de la Alimentación Aplicada Directamente o de Aplicación de Presión, se presentan los principios y cálculos de las fórmulas empleadas. Así, si el valor de la pieza o el nº de piezas a producir justificase este cálculo, proceder del modo siguiente : •

Construir el diagrama módulos /distribución fraccional

•

Asegurarse de que cada segmento, desde el más pequeño al más grande, satisfacen la fórmula :

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250 Vr V > ( M r +1 − M r ) ⋅ Σ x TP − 1.150 Mx

Una vez determinado el segmento representativo, controlar los más gruesos. También deben ser representativos. 9.6.- Módulo de Transferencia de Líquido, (Mtr ) Dentro de una aleación enfriándose y solidificando solamente puede transferirse líquido (y gas). El concepto de módulo de transferencia de líquido es solamente por razones de clarificar las cosas. En la medida que se utiliza la Alimentación Aplicada Directamente o Aplicación de Presión, toda transferencia de líquido desde la mazarota a la pieza tiene lugar mientras la última está líquida. Esto está en contraste con la transferencia de líquido desde la pieza cuando el sistema de alimentación ha comenzado ya su solidificación. (Este último suele ser el caso con la Alimentación por Alivio de Presión. En este otro método, al módulo de transferencia (de líquido) se le denomina simplemente como Módulo de Transferencia, (Mt , cm)). La gráfica de la figura 9.14 muestra su dependencia del Módulo Representativo para AAD. Así pues, el Módulo de Transferencia de Líquido nos marca cuándo un Segmento ya no acepta ser alimentado con líquido desde la mazarota o desde otro segmento de módulo mayor.

Fig. 9.14.- Diagrama de Módulo de Transferencia de líquido en función del módulo representativo

9.7.- Módulo Significativo (MS ) Es el módulo de la parte o sección más gruesa de una unidad de alimentación (Ver 9.11). Si hubiese varias unidades de alimentación, cada una tendría un módulo significativo. 100

Este término se refiere a una Unidad de Alimentacion. La mayoría de nuestras piezas consisten en un simple unidad de alimentación. Si hay presentes más de una unidad de alimentación, debe establecerse el módulo significativo de cada una. Dentro de cada unidad de alimentación el Segmento con mayor módulo es significativo (excepto cuando es permisible la presencia de porosidades en ese segmento en particular. Entonces, el módulo significativo deviene el del próximo segmento más grueso de la unidad de alimentación, etc.) Una vez tomada la decisión cara al módulo significativo de cada unidad de alimentación, el diseño procede casi automáticamente a la lectura del módulo de transferencia, chequeando la posibilidad de transferencia de líquido a través de los segmentos delgados separadores, decisión acerca del número de mazarotas requeridas y de sus dimensiones, etc. Todo este procedimiento al completo se incorpora en los próximos capítulos. En resumen, el Módulo Significativo quiere decir que su correspondiente módulo de transferencia permite la pérdida deliberada de expansión hasta que las presiones no son tan altas como para provocar la deformación plástica del molde blando pero se retiene la presión suficiente para compensar la contracción secundaria. 9.8.- Transferencia interna. Módulo de transferencia (Mt , cm) Esta connotación se utiliza solamente para el diseño de Sistemas de Alimentación por Alivio de Presión. En éste, en el que existe una gran variedad de tipos de alimentación aplicada, es necesaria la transferencia de líquido en dos direcciones opuestas. Primero de la mazarota a la pieza y luego, de la pieza a la mazarota. A fin de satisfacer las dos demandas y además mantener el tamaño de la mazarota y del cuello de contacto en el mínimo, debe diseñarse el módulo de la mazarota de forma que sea permeable para el líquido hasta lo más tarde posible, cuando alrededor del 70 % de la mazarota es sólida. La construcción del diagrama de valores del Módulo de Transferencia vs. Módulo Significativo duró años y supuso la participación de montones de fundidores. Combina profundamente las consideraciones teóricas con la práctica de cientos de fundiciones. En una variante conservadora de alguna forma, se presenta en la figura 9.15. La idea básica es que toda la transferencia necesaria de líquido (adelante y atrás) entre la pieza y la mazarota debe tener lugar mientras la última no contenga más de un 70 % de hierro sólido. Utilizar la línea de arriba si la calidad metalúrgica es pobre y la de abajo si es muy buena. Es decir, se le da a la mazarota adosada al segmento significativo el mismo Módulo de Transferencia como mínimo. La utilidad del módulo de transferencia va más allá del diseño de la mazarota. Su aplicación igualmente importante está en la toma de decisión sobre el número de mazarotas necesario y su colocación para una pieza compleja.

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Fig. 9.15.- Módulo de transferencia en función del Módulo significativo y la Calidad metalúrgica

Así pues, el Módulo de Transferencia es el módulo del segmento a través del cual va a pasar el líquido desde la mazarota o el segmento más grande adjunto durante el tiempo necesario para que se disipe el exceso de presión de expansión forzando al líquido a volver a la mazarota a su través (es el más pequeño de los dos). Así pues este módulo describe el regreso del líquido en expansión a través de la pieza hacia la mazarota o el segmento adjunto de módulo mayor. No está relacionado con el paso del líquido de la mazarota inicial para compensar la contracción de la pieza (alimentación) El concepto de Módulo de Transferencia es tan sencillo como importante. Su utilización empieza solamente al diseñar el tamaño de la mazarota. Igual o más importante es el hecho de que el módulo de transferencia asignado a diferentes segmentos de la pieza (figuras 9.14 para AAD o 9.15 para AAP) dan una guía clara de cuántas unidades de alimentación separadas de otras por segmentos menos gruesos requieren mazarotas distintas o, al menos, cuellos distintos. Este concepto se va a ilustrar con un simple ejemplo. El resultado de un análisis de módulos y su distribución es el siguiente diagrama (tres segmentos):

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Fig. 9.16.- Ejemplo de módulo de transferencia

Se supone que estamos con molde no rígido y por tanto en Alimentación por Alivio de Presión y usamos la carta 9.15 del Módulo Significativo y Módulo de Transferencia. El módulo medio ponderado vale : MI x FrI + MII x FrII + MIII x FrIII = 1,2 x 0,35 + 0,85 x 0,3 + 1 x 0,35 = 1,025 Sin duda, es necesaria una mazarota pues el módulo medio es menor de 2’5 cm (ya se verá). Si está adosada al segmento I su módulo sería el mismo, como mínimo, que el módulo de transferencia del segmento I, es decir, estaría entre 0’83 y 1,03 dependiendo de la calidad metalúrgica. Para la óptima, 0,83 y para la peor, 1,03 (ver gráfica para MS = 1,2 cm). Entonces, como el MII vale 0,85 cm, solamente puede haber transferencia de líquido a través de II entre 0, 83 y 0,85, es decir, cuando la calidad metalúrgica es especialmente buena, lo que obligaría por razones de seguridad a poner otra mazarota adosada al segmento III. Si en lugar de a I adosamos la mazarota al segmento III, su módulo, igual como mínimo al de transferencia de III estará entre 0,72 y 0,91, para calidades metalúrgicas buena y mala respectivamente. Entonces, puede haber retorno de caldo desde III a través de II entre 0,72 y 0,85, lo que corresponde a un intervalo de calidad metalúrgica entre normal y alta, perfectamente alcanzable. Con lo que el sistema puede funcionar con una sola mazarota en III siempre que no se tenga mala calidad metalúrgica. O sea, con calidad metalúrgica pobre se necesitan dos mazarotas

103

Ver también 12.3.7, Práctica del diseño; El módulo MS del intermedio debe ser mayor que el MT del adjunto al que tiene que dejar pasar el líquido de vuelta. Un ejemplo más complicado es el de la figura 9.17.

Fig. 9.17.- Ejemplo

Para que el sistema funcione bien, es preciso que pueda haber transferencia de líquido en retorno desde el segmento 1 hasta la mazarota R, adosada al 4. Para que pase de 1 a 3 a través de 2 es preciso que M2 sea mayor que MT3 . El segmento 3 actúa como una mazarota de retorno de 1. A su vez, M2 debe ser menor que MT1 pues si no le transmite presión adicional de la expansión de 3. Para que 3 pueda transferir líquido de retorno hacia lamazarota es preciso que M4 sea mayor que MT de R. Y debe ser M4 menor que MT3 para no tener el efecto de la contrapresión en 3. Finalmente, el cuello N debe admitir el paso de líquido igual que 4. 9.9.- Desviaciones típicas en la aplicación del concepto “módulo geométrico” El módulo se ha calculado siempre a partir de las dimensiones geométricas y se expresa en dimensiones de longitud, tradicionalmente en cm. El propósito del cálculo es adquirir un conocimiento , con , al menos, la aproximación suficiente, de la velocidad de enfriamiento del líquido y su solidificación. El módulo geométrico es suficiente para este propósito. No es así, sin embargo cuando existen diferencias localizadas respecto a la media. Tres desviaciones hay que tener en cuenta en total. v La primera desviación del módulo geométrico que da una estimación errónea de la velocidad de extracción del calor es el descenso de la velocidad de enfriamiento por machos rodeados por una gran masa de líquido. v La segunda de ellas es el efecto de las uniones entre segmentos que se verá en el apartado Puntos calientes v La tercera es el cuello de unión mazarota-pieza

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9.9.1.- Machos rodeados de metal En el caso de machos pequeños multiplicar la superficie de contacto macho /pieza por el factor de corrección indicado en la gráfica de la figura 9.18 sacado a partir de la relación D/d, diámetros de pieza a macho, para obtener aproximadamente el módulo térmico correcto.

Fig. 9.18.- Factor de corrección para la reducción de calor extraído por un macho interno

También, se puede deducir de forma simplificada (ver figura 9.19) : .

Fig. 9.19.- Cálculo simplificado del factor de corrección

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v si d < 1/3 D, se asume un 0% de enfriamiento (el macho no afecta) v si d> 1/3 D y d < 2/3 D, se asume un 50% de enfriamiento. Módulo global = Módulo metal + 0,5 módulo macho v si d > 2/3 D, se asume un 100 % de enfriamiento. Cuando es un macho entre dos tabiques la saturación se produce cuando el macho tiene un espesor (e) menor que el de los tabiques que lo contienen Figura 9.20.

Figura 9.20.- Macho entre paredes de pieza

9.9.2.- Módulos de cruces y rincones Los puntos calientes originados por uniones o cruces de nervios y paredes, no tienen contornos bien definidos por lo cual no podemos calcular este parámetro con la fórmula:

V (cm3 ) S (cm 2 ) Para superar esta dificultad se puede utilizar un factor ω para cada tipo de cruce según se especifica en la Figura 9.21 (ver también Figura 9.27)

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Figura 9.21.- Valores del coeficiente de incremento del módulo.

Aunque en el apartado 9.10 se va a ver el tema más a fondo, si se quiere simplificar, he aquí unos valores aproximados. v En el caso de un cruce en L, cuando los módulos de los lados no difieren entre sí más del 30 %, se puede tomar el módulo del mayor como representativo. v Si difieren entre sí entre el 30 y el 70 % se pueden utilizar los valores de la Figura 9.21. v Si la diferencia es superior al 70 % no se considera como calentador el lado delgado. v Y si la diferencia es superior al 80 % el lado delgado hace de aleta enfriadora con lo que el factor de forma ω es inferior a 1. Remítase al apartado 9.10 de este capítulo. 9.9.3.- Cuello unión mazarota pieza Finalmente, la tercera discrepancia entre el módulo geométrico y el activo (Térmico) es la influencia del diseño del cuello de la mazarota en contacto con la pieza. Siempre está justificado el calcular las dimensiones transversales de los cuellos como si fuesen barras infinitamente largas. Un extremo es que el contacto es por tanto muy largo; su longitud es más de 5 veces la dimensión más pequeña de la sección transversal. El otro extremo, más común, es que el cuello es muy corto, de acuerdo con la condición de que la distancia pieza /mazarota es menor que la dimensión más pequeña de la sección transversal. Ya que no se extrae calor a través de la unión entre pieza y mazarota, ambas condiciones se presentan como la misma. En el caso de contactos cortos, hay otra influencia térmica a tener en cuenta. El molde que separa la mazarota de la pieza es calentado por las masas de la pieza, cuello y mazarota y, como resultado, se reduce la velocidad de extracción de calor. El módulo “real”, “activo” o Térmico es mayor pues que

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el geométrico. Las observaciones prácticas prueban que el módulo térmico de un cuello corto de mazarota es aproximadamente el geométrico dividido por 0’6. El balance térmico (velocidades iguales de enfriamiento y solidificación) entre la mazarota y el cuello corto se calcula por este camino (Módulo geométrico = 0’6 veces módulo térmico). El mismo efecto se explica en los métodos de diseño de la misma forma. Como el diseñador especifica las dimensiones geométricas para el cuello, éstas están calculadas de forma que el módulo geométrico para un cuello corto es el 60 % del módulo de la mazarota. Esto da lugar a un módulo activo (térmico) aproximadamente igual al de la mazarota. 9.9.4.- Otros Puntos Calientes Es una creencia muy común que la velocidad de extracción de calor de las masas en la intersección de dos o más paredes, de los moyús, etc., es mucho más baja que la de los segmentos adscritos. Es cierto que los “minimódulos” no pueden calcularse ya que en cualquier colocación el análisis de un pequeño segmento que no tiene superficie de enfriamiento da un módulo infinito (no hay superficie de enfriamiento). Podría mostrarse fácilmente la complejidad del problema pero, en resumidas cuentas, lo que se pretende es simplificar sin dañar la garantía del diseño. En primer lugar está la experiencia práctica del lector. Cuando la pieza contiene defectos inducidos por la contracción estos están ciertamente en los centros térmicos (Puntos Calientes). La aserción es cierta para acero, aluminio y otras aleaciones así como para las fundiciones grafíticas. Sin embargo, la causa de los defectos es fundamentalmente diferente para la mayoría de las aleaciones en un lado y las fundiciones en el otro. Empecemos por examinar el efecto de un Punto Caliente – un moyú – en la velocidad de extracción de calor. Como el examen es sobre bases geométricas es válido para todas las aleaciones fundidas.

Fig.- 9.22.- Caso de un moyú en una placa

El módulo geométrico de la placa vale (Figura 9.1) MP = t/2 = 0’5 cm El del moyú :

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Mm =

π x 4 2 x3 4

π x 4 2 + 4 xπx 2 2

= 0'75 cm

o una vez y media el de la placa. Sin embargo, la diferencia de temperaturas consecuencia inicialmente de la diferencia de módulos causa un flujo de calor desde el moyú hacia la placa. Ciertamente, es de esperar un enfriamiento rápido del moyú con respecto a una placa con doble diámetro que el moyú. Ver la figura adjunta :

Fig. 9.23.- Caso de moyú-placa

El módulo medio se calcula así : Volumen :

π 2 ( 4 x3 + (8 2 − 4 2 ) x1) = 75'4 cm 3 4 Superficie de enfriamiento :

π π x 4 2 + πx 4 x 2 + (8 2 − 4 2 ) x1 = 125'7 cm 2 2 2 Módulo medio : Mm = 0’6 cm El módulo medio es solamente un poco mayor que el de la placa. Las condiciones reales de enfriamiento son incluso más uniformes. Una vez alcanzada la temperatura de solidificación, la naturaleza evita el crecimiento de diferencias de temperatura significativas en una aleación eutéctica (tales como las fundiciones). Si se juntan el análisis anterior con el mecanismo de la compensación de la contracción secundaria con la presión de la expansión, la conclusión es inevitablemente que la presencia de puntos calientes no es la causa de los defectos de rechupe en las fundiciones. Como resumen general sobre los puntos calientes en las fundiciones grafíticas es que no son responsables de los defectos de rechupe. Si, no

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obstante, si la pieza está condenada a a contener rechupes por un proceso incorrecto de expansión, éstos aparecerán en el centro(s) térmico o en los puntos calientes. 9.10.- Método CTIF. Coeficiente de Forma. Placa Equivalente Otros autores , CTIF concretamente, utilizan el concepto de Coeficiente de Forma, tal como se ha visto en el apartado 4.3, Módulo Térmico. Como se ha dicho, la aplicación de la ley de Chvorinov no es realizable con todo rigor más que a piezas elementales en las que las líneas de flujo de calor son paralelas y con forma plana. Para las esferas, cilindros, extremidades de placa, etc., el flujo es divergente y por tanto, el enfriamiento es acelerado. Para ello, la fórmula es :

tS = K ⋅ ω ⋅ M donde ω es un coeficiente de proporcionalidad o coeficiente de forma. Para las piezas o cuerpos de forma convexa (macizos) la Tabla de la figura 9.24 , para moldes de arena a temperatura ambiente, muestra valores de tal coeficiente.

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Figura 9.24.- Ejemplos de valores de coeficientes de forma para cuerpos convexos

Con las piezas de forma cóncava, con huecos o uniones, el flujo es convergente y hay encuentro de numerosos flujos. Es el caso de machos cilíndricos, galletas, ángulos de arena. El coeficiente de forma debe ser superior a la unidad. También puede ser la unidad e incluso inferior. Cuando ω es superior a la unidad la zona última en solidificar está desplazada hacia la región de la arena recalentada, figura 9.25

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Figura 9.25.- Piezas de forma cóncava en las que hay convergencia de flujos o encuentro de numerosos flujos

En este caso :

tS > K ⋅ M

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Cuando ω es inferior a la unidad el tiempo de solidificación es, por el contrario disminuido localmente. En ese caso :

tS < K ⋅ M Si por ejemplo estamos en presencia de una unión o acoplamiento como el de la figura anterior y una de las ramas se adelgaza con relación a la otra, puede llegar a crear en el punto de unión un efecto de enfriadero. El tiempo de solidificación para las partes de una pieza de forma cóncava se expresa por :

tS = K ⋅ ω ⋅ M Si hacemos M’ = ω . M es decir : Módulo de enfriamiento = Coeficiente de forma x Módulo geométrico se puede escribir :

tS = K ⋅ M ' Pero M’ es también el módulo geométrico de una placa ficticia de longitud y anchura infinitas o Placa Equivalente que se solidificaría en el mismo tiempo tS que un elemento de pieza de cualquier forma. En efecto, el módulo de enfriamiento de tal placa infinita se expresa como : M’ = ω.M pero con ω = 1, M’ = M. El módulo geométrico de una placa infinita es igual a la mitad de su espesor, o sea :

M '=

e' 2

siendo e’ el espesor de la placa equivalente infinita Para un elemento cualquiera con ω distinto de la unidad : M’ = ω.M de donde : e’ = 2.ω.M Y la placa equivalente virtual tendría el mismo tempo de solidificación que el elemento o parte de la pieza considerado.

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Si por ejemplo se está tratando con dos placas equivalentes, sus tiempos de solidificación están en la relación :

t1 M '1 = t 2 M '2 con : M '1 =

e'1 2

M '2 =

e' 2 2

se obtiene :

t1 e' = 1 t 2 e' 2 expresión que significa que los tiempos de solidificación de las placas equivalentes están en la proporción de sus espesores. En uniones en L, T o cruces de paredes planas, de anchura y longitud infinitas, se aplica el coeficiente ω a la pared más gruesa de la pieza, Figura 9.26. Para estas mismas formas, la influencia de un radio de acorde puede extraerse con la figura 9.27.

114

Figura 9.26.- Coeficiente de forma para uniones de elementos planos infinitos.

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Figura 9.27.- a) Valores del coeficiente de forma de uniones de elementos planos infinitos de igual espesor .- b) Influencia del radio de acuerdo para esos elementos

Cuando la pieza rodea a un macho cilíndrico o plano los valores del coeficiente ω son función de la relación del diámetro del macho al espesor de la placa equivalente y se sacan a partir del espesor e’ de la parte de la pieza considerada. (Figura 9.28)

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Figura 9.28.- Coeficientes de forma para machos sobrecalentados de forma esférica, cilíndrica o plana

Operando de esta manera, con la aplicación de ω , se obtiene el espesor de una placa ficticia infinita que solidificaría en el mismo tiempo que el acuerdo o el elemento que rodea a un macho. Se verá en los ejemplos cómo utilizar los diagramas vistos. Efectos antagonistas de un macho en un cilindro : v para valores pequeños de d/e’ el efecto de curvatura es preponderante y actúa en el sentido de acelerar el enfriamiento v al aumentar las relación d/e’ sólo interviene el efecto de calentamiento del macho lo que actúa en el sentido de ralentizar la solidificación

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v para valores fuertes de d/e’, >4, el efecto de curvatura es despreciable 9.11.- Unidad de Alimentación En una pieza en la que grupos de segmentos gruesos están totalmente separados por otros delgados puede ser necesario colocar dos o más mazarotas. “Delgados” significa que la transferencia de líquido necesaria a través de este segmento no es posible. Los grupos de segmentos vecinos más gruesos se denominan Unidades de Alimentación. Se insiste en que hay que esforzarse para utilizar una sola mazarota con ataques o contactos a más de una unidad de alimentación. Esto es más sencillo de lograr cuando se alimenta con el bebedero o, en general, cuando es factible la Alimentación Aplicada Directamente. Aún cuando el módulo de los grandes contactos mazarota /pieza necesita ser igual al de la mazarota, el rendimiento puede ser superior al del sistema con mazarotas adicionales. En ocasiones hasta la alimentación por control de presión puede adaptarse económicamente con una sola mazarota y más de un gran contacto o cuello. Por ejemplo, en la figura adjunta..

Fig. 9.29.- caso de aplicación de una sola mazarota con Control de Presión

A menudo, piezas relativamente delgadas contienen más de una unidad de alimentación. En el caso de alimentación por control de presión dos unidades de alimentación separadas por un segmento delgado pueden o no requerir dos mazarotas con cuellos separados. Para explicar este aspecto se presenta la siguiente carta de distribución de módulos con un caso similar al visto en el apartado Módulo de Transferencia de Líquido referido a la figura 9.17.

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Fig. 9.30.- Ejemplo teórico

Para transferir líquido desde el segmento III hasta el I, en el que se supone está la mazarota, trabajando por control de presión, la figura 9.15 indica (para una calidad media) un módulo de transferencia de 0’68 cm, basado en el módulo del segmento III. Esto es menor que el módulo del segmento II y, por lo tanto, es adecuada la mazarota. Si la mazarota, no obstante, debiera atacar al segmento III el módulo de transferencia basado en el segmento I sería 0’82 cm. Siendo éste mayor que el módulo del segmento II, serán necesarias dos mazarotas o, al menos, dos contactos. Los ataques de colada se llevarán preferentemente al segmento II a fin de disminuir las diferencias en el Módulo Térmico. No es común una distribución de módulos tan marginal. Solamente se menciona para entender el mecanismo de la transferencia.

119

10.- SISTEMAS DE ALIMENTACION 10.1.- Alimentación convencional Al contrario que con los hierros grafíticos, el modelo de cambio de volumen de todos los productos industriales es una constante del material que depende solamente de la composición química. Este modelo se muestra esquemáticamente en la figura 6.1. Invariablemente el modelo comprende contracción líquida, contracción durante la solidificación y contracción de la aleación sólida durante el enfriamiento posterior. Para los propósitos de este estudio, la última fase no se contempla. A fin de producir piezas sanas es necesario compensar tanto la contracción líquida como la de solidificación. Considerando el sistema completo pieza /alimentación, éste siempre tiene defectos. La excepción estaría en Diseño sin Mazarota y, ocasionalmente, en Alimentación por Control de Presión. Estos defectos son de tres clases : a.

Depresiones externas causadas por la contracción líquida

b.

Grandes huecos, cuya superficie puede ser suave si se forma durante la contracción líquida o rugosa si la solidificación estaba en progreso durante su aparición y

c.

Huecos dispersos, relativamente pequeños, en el centro térmico (porosidad) que se forman en un estado avanzado de la solidificación.

En tanto todos los rechupes estén confinados en el volumen de las mazarotas, la pieza será sana. Tal integridad perfecta no siempre es necesaria, como es evidente por la existencia de tantas especificaciones estándar (estándares radiográficos) que evalúan la extensión de las porosidades admisibles con instrucciones en su localización (p. ej. la American Standard ASTM E 230 – 75) El diseño de alimentación convencional trata de dirigir la solidificación hacia las mazarotas. Su éxito depende – en parte – del diseño de la pieza. Adicionalmente, los gradientes térmicos pueden manipularse con aceleraciones locales mediante el uso de enfriaderos, aletas, etc. así como con materiales de moldes o machos con mayor conductividad térmica o calor específico que la arena de sílice. Las mazarotas, por sí solas, crean un gradiente térmico favorable extendido a ciertas distancias (distancia de alimentación) dependiente de la aleación y de la razón del módulo de la pieza al de la mazarota. La alimentación convencional puede aplicarse también a los hierros grafíticos pero éstos, junto con muchas otras aleaciones, se oponen a la

120

solidificación dirigida mucho más de lo que lo hacen los aceros, que han recibido la mayor parte de la atención en ese aspecto. La causa de esta resistencia reside en sus propiedades térmicas (calor de fusión, en algún caso) y en la morfología de su solidificación. Este estudio no va a tratar en detalle la alimentación dirigida, convencional. Para el propósito del tratado, la alimentación convencional puede considerarse la contraria de la Alimentación Aplicada, que es aplicable solamente a las fundiciones grafíticas (laminar, compacto y esferoidal). Veamos un análisis cuantitativo de las necesidades de alimentación. Sea el caso de una pieza simple como la de la figura 10.1

Figura 10.1.- Contracción de un cubo de aluminio durante un enfriamiento lento

La figura es por sí misma lo suficientemente expresiva. Es obvio que para las dos primeras contracciones- líquida y contracción de solidificación – es necesaria una mazarota. Si se quiere una pieza sana la mazarota debe suministrar un 7’5 % aproximado del peso de la pieza. A menos que la mazarota sea considerablemente mayor que la pieza, solidificará antes. Fijemos unas líneas guía para calcular el control de la solidificación.

121

La forma de la mazarota óptima sería la esférica pero, por diversas razones, moldeo, etc., es preferible la cilíndrica. Si se aumentan los gradientes térmicos del interior de la pieza de forma que las secciones más alejadas de la mazarota sean las más frías y las mazarotas sean las más calientes, puede aumentarse la distancia de alimentación. Existen varios caminos de aumentar el gradiente térmico : -

Uso de enfriaderos

-

Padding, o regruesamiento de secciones delgadas en vías de alimentación

-

Uso de materiales exotérmicos o isotérmicos

-

Ataques en las mazarotas

Las regiones de la pieza de mayor módulo, o bien son vías de alimentación o bien son regiones de la pieza potencialmente de aparición de rechupe si no se alimentan correctamente. Es recomendable la identificación de los caminos o vías que van a transportar el líquido en piezas de geometría compleja. (También prestar atención al hecho de que ciertas regiones no son nunca vías de alimentación. Esquinas, bordes, etc.). Veamos, pues, cómo asegurar que estas vías estén siempre abiertas. Uno de los ejercicios en el cálculo es la división de la pieza en una serie de segmentos, como se ha visto, y realizar una distribución fraccionaria. En el caso de la figura 9.2, típica de un escalonamiento de secciones, la solidificación es unidireccional en la vía 1? 2? 3? 4? 5. La mazarota se adosará al segmento 5 y su módulo debe ser mayor que el de este segmento. La figura 9.3 muestra una pieza no direccional. El orden de solidificación es 5? 2? 3? 4? 1? 6. Se pueden identificar varios caminos de solidificación, 2? 1, 5? 6, 2? 3? 4 y 5? 4. Consecuentemente deben colocarse mazarotas en 1, 4 y 6. La base es la Solidificación Dirigida hacia la mazarota Si la mazarota puede colocarse en la sección más gruesa de la pieza, con secciones cada vez más delgadas alejándose, es factible que se dé la condición de solidificación progresiva hacia la mazarota. Un método clásico de chequear esta circunstancia se debe a Heuvers y consiste en inscribir círculos dentro de las secciones de la pieza. Si sus diámetros aumentan progresivamente hacia la mazarota, se alcanza la condición. (Figura 10.2). Esta técnica es bidimensional solamente y la

122

Figura 10.2.- Uso de los círculos de Heuvers para determinar la cantidad de recargue y el uso de padding separado o indirecto descrito por Daybell (1.953)

condición sería representada más exactamente en tres dimensiones. Esta es la razón de los recargues o padding. Si esto falla, habrá que resituar la mazarota o proveer más mazarotas o modificar el módulo de la pieza. El módulo de la pieza puede modificarse mediante enfriaderos o aletas para acelerar el enfriamiento localmente o proveyendo metal extra para regruesar la sección y retrasar la solidificación. Esto debe ser consensuado con el diseñador. Si no es así, hay que cargar con el coste de mecanizado. Una solución ocasional se muestra en la figura 10.2. El inventor encuentra práctico el colocar mazarotas junto a las secciones delgadas adyacentes de la pieza con vistas a alimentar a través de estas secciones a secciones remotas más gruesas. El principio del aumento del módulo progresivamente hacia la mazarota, aunque exacto y útil, no parece ser muy cierto ocasionalmente. En una sección con entrante de la pieza la confluencia de flujo de calor en el molde puede dar un pozo caliente retrasando la solidificación en ese punto. Esto puede ocurrir aunque el módulo vaya aumentando hacia la mazarota. Es preciso revisar el concepto de cálculo de módulo local en estos casos. Este efecto del rincón que da lugar a un gradiente de temperatura mayor, puede utilizarse para disminuir los costos de desmazarotado, acercando simplemente la mazarota a la pieza con lo que se aumenta el módulo térmico del cuello aunque el geométrico sea el mismo. Esto da lugar a escalonamientos aproximados de 0’6 o 0’7 cuando sin esta técnica son de 1’0 : 1’1 : 1’2. Con los machos Washburn se puede llevar la relación hasta 0’4

123

10.2.- Alimentación Aplicada o por Aplicación de la Presión de Expansión Es lo opuesto a la mucho más extendida y practicada Alimentación convencional. Su uso se limita a las fundiciones grafíticas (laminar, compacto y vermicular) Se basa en el modelo, único, de cambios de volumen durante el enfriamiento y la solidificación de las fundiciones, como se muestra esquemáticamente en la figura 10.3 y ampliamente visto en el capítulo 6.

Fig. 10.3.- Proceso solidificación hierros grafíticos

La contracción de la aleación en enfriamiento y luego en solidificación, es interrumpida por un período de expansión. Existen tres rasgos importantes en esta expansión : a)

Empieza en fase líquida, es decir, por encima del líquidus.

b)

Termina antes del fin de la solidificación

c)

Su extensión es variable pero no está correlacionada con la cantidad de grafito precipitado.

La contracción tiene lugar durante dos intervalos distintos en el tiempo. El primero, el líquido recién colado se contrae de acuerdo a la regla : La velocidad de contracción a altas temperaturas (por encima de 1.500 ºC) es 1’0 % de volumen por cada 100 ºC de enfriamiento o más. La velocidad de contracción disminuye continuamente durante el enfriamiento hasta la temperatura de cambio de volumen cero, marcada con un 0 en el diagrama anterior. Y vuelve a aparecer de nuevo hacia el fin de la solidificación. Para distinguir estos dos períodos, al primero se le denomina primario o contracción líquida y al segundo, contracción secundaria. Esta contracción secundaria es el equivalente de la contracción de solidificación de la mayoría de los metales producidos industrialmente excepto

124

que su comienzo no es al principio de la solidificación sino en un estado más avanzado. La contracción primaria puede ser compensada fácilmente con mazarotas diseñadas apropiadamente (tamaño y situación). Para la secundaria, es diferente. En el caso de la fundición de grafito esferoidal. Por ejemplo, cuando comienza, solamente existe una red de líquido más o menos interconectada dentro de la aleación más o menos solidificada. La compensación de la contracción implica la transferencia de líquido a través de esta red. La compensación inicial se cumple adecuadamente por la existencia de gradientes térmicos. Esto no está lejos de la alimentación convencional. Sin embargo, cerca del centro térmico, el gradiente de temperatura se vuelve prácticamente cero. Ya no es factible la transferencia de líquido porque la barrera de la energía superficial en la red restante de metal líquido es por mucho mayor que la energía potencial que da la altura de la mazarota (con límites prácticos). Se incluye aquí una micrografía, figura 10.4 que muestra un rechupe típico en forma de porosidad en una fundición de grafito esferoidal. También sirve como prueba de que los agujeros de gas aparecen en un estado final de la solidificación.

Fig. 10.4.- Muestra de microrechupe por contracción secundaria

Podrían producirse piezas libres de defectos si todo el centro térmico estuviese localizado dentro de la mazarota (Alimentación Convencional). Un buen ejemplo de ello es la producción de bloques cuña o en Y para la obtención de probetas. Este proceso se cumple con piezas de acero a expensas de alrededor de un 40 % de rendimiento. Los hierros grafíticos son más exigentes y diseños con éxito se ejecutan con rendimientos del 20 al 25 %. Aunque aceptables para bloques de probetas , tales rendimientos harían a las piezas de fundición, especialmente las de esferoidal, no competitivas. La alternativa, la Alimentación Aplicada, nació en las brumas de una historia olvidada. Conocimientos de tipo empírico probaron que sin mazarotas o relativamente pequeñas, se podían obtener piezas sanas sin trasladar el centro térmico al interior de la mazarota. 125

Las experiencias mucho más recientes son la producción de piezas con grafito esferoidal, y, más tarde, grafito compacto. Mientras que la opinión generalizada era que las piezas de grafito esferoidal son más difíciles de alimentar que las de hierro gris, se produjeron ya en 1.955 piezas de grafito esferoidal completamente sanas, sin mazarota, en Cooper Bessemer Co. en U. S. A. Algo imposible con acero u otras aleaciones. ¿Qué es lo que hace dificultosa la alimentación de las piezas grafíticas? -

LA EXPANSION

¿Qué hace la alimentación de los hierros grafíticos relativamente fácil? -

LA EXPANSION

El nacimiento de la Alimentación Aplicada conscientemente fue el reconocimiento de que toda o parte de la expansión puede convertirse en presión interna del líquido. Si la presión adecuada se preserva hasta el comienzo de la contracción secundaria, ésta disminuirá la presión del líquido remanente pero no por debajo de la que podría provocar que los gases disueltos precipitasen. La presión de expansión se “aplica” para compensar la contracción secundaria – de ahí el nombre : Alimentación Aplicada o Aplicación de la Presión de Expansión Mientras que los fundamentos de la alimentación aplicada son tan simples como el entendimiento del párrafo anterior, su ejecución práctica depende de : *

Calidad metalúrgica

*

Rigidez del molde

*

Módulo o distribución de módulos

*

Temperatura y tiempo de colada

*

Tipo de grafito

*

Práctica de llenado

Con estas seis variables implicadas, se ve que la Alimentación Aplicada no es un método único, sencillo, fácilmente describible. Es un grupo de métodos que tienen en común la aplicación de la presión de expansión para compensar la contracción secundaria. La familia se muestra en las figuras siguientes, una para moldes rígidos, la Figura 10.5 y la otra para moldes blandos, la Figura 10.6. El criterio de clasificación es el Módulo Máximo de la pieza o Significativo de la Unidad de Alimentación considerada.

126

Figura 10.5.- Familia de los métodos de Alimentación Aplicada para MOLDES RIGIDOS

Figura 10.6.- Familia de los métodos de Alimentación Aplicada para MOLDES BLANDOS

127

Aclarando un poco : A.- Moldes rígidos. La elección de un sistema u otro depende del módulo y no depende de la aleación. La primera decisión que hay que tomar es sobre el tipo de molde de que se trata; si es lo suficientemente rígido o no. No debe darse por garantizada a priori la rigidez de un molde. Son moldes rígidos los moldes permanentes, los moldes del proceso por vacío y los moldes aglomerados con cemento y los totalmente secos. Ver Rigidez del molde. Así : Módulo Significativo, MS ≤ 0’75 ⇒

Alimentación con el bebedero o sistema de llenado, ASL

0’75 < MS < 2’5 ⇒ Alimentación Aplicada Directamente, AAD, utilización de mazarota MS ≥ 2’5 ⇒

Sin Alimentación, SA

Si existe alguna duda acerca de la rigidez del molde proceder según el apartado siguiente, B.- Alimentación en moldes blandos Si está claro que el molde es rígido, seguir lo dicho B.- Moldes blandos. En este caso, la elección del sistema depende del tipo de aleación de que se trate y del módulo Son típicamente los de arena en verde no estufados. La rigidez de otros tipos ligados con resina o compactados y los de arena estufados o en cáscara debe revisarse con cuidado antes de considerarlos rígidos. Los hierros parcialmente carburídicos (Ni Resist) se estudian aparte. Aleación Gris sin inocular “

Módulo significativo

Sistema de alimentación

Ms < 0’75

Con el sistema AAD versión ASL

Ms > 0’75

Alimentación por Control de Presión, ACP

Gris inoculado

Ms < 0’6

AAD con ASL

“

Ms > 0’6

ACP

128

Fundición Compacta “ Fundición Esferoidal “

Ms < 0’5

AAD con ASL

Ms > 0’5

ACP

Ms < 0’4

AAD con ASL

Ms > 0’4

ACP

10.3.- Método del CTIF. Análisis de la forma Este método o métodos, como se ha visto, preconiza el cálculo del módulo o forma de la pieza y luego pasa a mazarotarla tradicionalmente. Se apoya en tres reglas fundamentales del mazarotaje : -

radio de acción de las mazarotas

-

módulo de enfriamiento de las distintas partes de la pieza

-

noción de contracción global de solidificación

Se emplea un calculador circular que permite determinar de manera aproximada pero bastante rápida las dimensiones de las mazarotas convenientes para piezas de forma simple, es decir susceptibles de asimilarlas a paralelepípedos rectángulos; al mismo tiempo, se evitan los cálculos numéricos fastidiosos de los módulos geométricos. Todo ello se verá con detalle más adelante. La figura 10.7 muestra una síntesis concisa de los métodos del CTIF que permiten visualizar los principios de aplicación que hacen intervenir las tres reglas o nociones fundamentales. 10.4.- Método de Holzmüller y Kucharcik Este método tiene su aplicación para el cálculo de mazarotas en fundición laminar ya que con esferoidal se limita a hacer su módulo 1’2 veces el de la parte de pieza que debe alimentar. Se verá todo él y con ejemplos en el capítulo 14.

129

FENOMENOS TERMICOS

sea a un análisis completo

Noción de tiempos de solidificación de las diferentes partes de una pieza (aplicable a todas las aleaciones para piezas moldeadas en arena)

Método elaborado por “análisis de la forma”

Las condiciones de recepción conducen :

Se descompone en un plano un corte geométrico de la pieza en elementos simples que se transforma en una serie de espesores ficticios representando visualmente el orden según el cual la piezas se supone solidifica

sea a un análisis parcial Método global simplificado

Tratamiento rápido de piezas de forma más bien sencilla recurriendo al empleo de prismas exinscritos

FENOMENOS HIDRAULICOS

FENOMENOS METALURGICOS

Se conciben a continuación las disposiciones generales de alimentación (mazarotas, enfriaderos) necesarios para la sanidad de la pieza

Noción de distancia de alimentación (aplicable a una familia de aleaciones o a una aleación dada)

Noción de contracción global de solidificación (aplicable a una aleación dada)

Conocimiento de la magnitud de los vectores

A = radio de acción de una mazarota E = efecto de extremidad

La combinación de los dos permite estimar las distancias alimentadas sanas y fijar el número y repartición de las mazarotas Estando limitado el suministro de aleación por las mazarotas a un cierto umbral se asegura que su volumen es suficiente para compensar la contracción de la pieza que deben alimentar

Se elige un tipo de La pieza está alimentada moldeo para de forma adecuada obtener

Se confecciona a continuación el sistema de llenado de la pieza una vez mazarotada. Sistema establecido sobre las Una relación CALIDAD/PRECIO bases de dinámica de fluidos para introducir un volumen óptima determinado de aleación en la cavidad en un tiempo determinado

Fig. 10.7.- Métodos de alimentación del CTIF

130

11.- TEMPERATURAS Y TIEMPOS DE COLADA 11.1.- Temperatura de colada Su elección debe hacerse entre los departamentos de fusión y métodos. La decisión es a menudo un compromiso. Algunos compromisos son aceptables, otros conducen a piezas defectuosas y, por tanto, no son aceptables. Armado con la diversidad de métodos de alimentación aplicada que difieren en las exigencias de temperaturas de colada y las desviaciones permitidas para esos objetivos, la palabra final a este respecto le pertenece al departamento de métodos. ¿Cómo NO escoger la temperatura de colada? Es muy conocido que la incidencia de defectos superficiales relacionados con la escoria disminuye al aumentar la temperatura de colada. Esto no justifica, sin embargo, el colar caliente. La escoria, incluso a las más bajas temperaturas, debe evitarse con un sistema de llenado apropiado. Dos consideraciones básicas . A.

La temperatura de colada necesita ser alta, > 1.400 º C, para piezas con módulo muy pequeño por miedo a defectos de llenado. El punto justo depende del tiempo de colada el cual, a su vez, es función del peso colado. Piezas muy pesadas y con espesores o módulos muy bajos pueden tener que colarse tan alto como 1.500 º C. Un venteo amplio a través del molde superior es un medio efectivo para evitar defectos de llenado.

B

Aparte de los esfuerzos para evitar mal llenado, la temperatura de colada debe estar siempre controlada dentro del intervalo mostrado en la figura 11.1. El responsable técnico necesita entender que ocurren milagros pero muy raramente y las violaciones de las normas recomendadas en este diagrama redundarán probablemente en algún tipo de rechupe.

131

132

La selección de las temperaturas de colada según el método de mazarotaje será: Alimentación por Control de Presión, ACP : 1.380 – 1.425 º C para “garantizar” la formación de un hueco en la mazarota durante el enfriamiento inicial del líquido. Sin Alimentación, SA : 1.300 – 1.350 º C para evitar la contracción líquida en el molde Alimentación Aplicada Directamente, AAD : Depende del módulo de la pieza. En la AAD o la SA, pueden utilizarse como orientación las temperaturas de la gráfica 11.2; pero NO con la ACP.

Fig. 11.2.- Temperaturas de colada recomendadas según el espesor de pared mínimo. No válido con ACP

133

11.2.- Tiempo de colada La necesidad de colar rápido surge de minimizar las pérdidas de temperatura durante la colada. Además, si se aplica el diseño sin mazarotas, colar despacio puede dar lugar a rechupes externos (depresiones). Las violaciones graves no pueden remediarse ni incluso con el uso de mazarotas de seguridad (La falta más común es colar por el fondo a través de boquillas demasiado pequeñas). Los tiempos de colada son la base para establecer la sección transversal del estrangulamiento. (Ver Tratado de Llenado) Este apartado se trata a fondo en dicho estudio y se muestra aquí la gráfica base que allí se verá, Figura 11.3.

134

Figura 11.3.- Tiempos de colada recomendados.

Es importante recordar que si una pieza en un molde necesita colarse en p. ej. 8 segundos, veinte piezas idénticas coladas en un gran molde, necesitan colarse en el mismo tiempo, aproximadamente.

135

Se recomienda la práctica de registrar los tiempos de colada diseñados y los obtenidos. En el caso de discrepancias serias que den lugar a rechupes, hay que actuar inmediatamente en el diseño. Otras fórmulas de cálculo del tiempo de colada dependen del espesor de pared. Las cavidades de piezas con paredes delgadas tendrán que estar llenas antes de que la temperatura del metal haya descendido sustancialmente por debajo de la de “líquidus”. Si las paredes son gruesas, se podrá colar a una temperatura inferior. El tiempo de colada de una pieza viene influido por : a)

Módulo de la pieza

b)

Tiempo de aparición de defectos en la arena del molde

c)

Tiempo disponible en la línea de colada

d)

Capacidad de colada de la cuchara empleada

e)

Tipo de aleación empleada.

Así pues, bajo el punto de vista de la alimentación, cuanto más frío se cuele, más “contraído” entrará el metal a la cavidad del molde y por tanto, menos “rechupará”. Y esto se consigue, bien recalentando menos, bien llenando más despacio, dada la gran velocidad a que se enfrían algunas aleaciones.

136

12.- LA ALIMENTACION APLICADA 12.1.- Alimentación Aplicada Directamente o por Aplicación de la Presión 12.1.1.- Fundamentos del proceso Este método de alimentación utiliza la presión de expansión prácticamente en su totalidad para compensar la contracción secundaria y consta de dos subgrupos : •

Alimentación con mazarotas o AAD propiamente dicha.

•

Alimentación con el bebedero o sistema de Llenado

La alimentación con el Bebedero es una aplicación de la AAD en la que el sistema de llenado trabaja de mazarota Su principio parece claro observando el diagrama adjunto, figura 12.1

Fig. 12.1.- Diagrama cambios de volumen

La alimentación de la contracción líquida es necesaria hasta la temperatura de cero cambio de volumen, señalado “0”. La temperatura “0”, al igual que todas las características del diagrama de cambios de volumen para hierros grafíticos, no es una constante del material. Está influenciada tanto por la calidad metalúrgica como por el valor absoluto del módulo. Incrementando la calidad metalúrgica y aumentando el módulo aumenta la temperatura “0”. La experiencia práctica con un nivel medio de calidad metalúrgica indica 1.300 º C para el comienzo de la expansión para un valor del módulo significativo de 2’5 cm. (Ver Capítulo 6º y Apéndices III y IV). La temperatura “0” será correspondientemente más baja cuanto menor sea el módulo. La primera decisión que hay que tomar es sobre el tipo de molde de que se trata, es decir, si es lo suficientemente rígido o no. El tema ya se ha visto anteriormente. No debe darse por garantizada a priori la rigidez de un molde. Son moldes rígidos los permanentes metálicos, los de proceso por vacío, los

137

aglomerados con cemento y los estufados (totalmente secos). Son moldes blandos todos los de arena en verde. En caso de duda considerarlo blando. La AAD, considerada con moldes rígidos y módulos significativos entre 0,75 y 2,5 cm, utiliza mazarota y sirve para compensar la contracción líquida únicamente y utiliza prácticamente toda la expansión para la compensación de la contracción secundaria. La interacción entre los efectos del módulo, temperatura de colada y la solidificación de la capa inicial se consideran en la construcción del diagrama Módulo de Transferencia Líquida vs. Módulo Representativo (Figura 9.14). La extraña forma de las líneas está de acuerdo con las influencias de las variables descritas anteriormente. Como se ha dicho anteriormente, prácticamente toda la expansión se convierte en presión del líquido. El molde debiera soportar estas presiones sin deformarse plásticamente o romperse. Esta exigencia es la razón de los dos subgrupos de la alimentación aplicada directamente. Si la pieza es relativamente delgada y su módulo significativo está en los valores: Hierro gris laminar sin inocular

Máximo 0’75 cm

Hierro gris inoculado

Máximo 0’60 cm

Grafito compacto

Máximo 0’50 cm

Grafito esferoidal

Máximo 0’40 cm

entonces, un molde de arena en verde razonablemente fuerte puede resistir las presiones de expansión creadas y se puede aplicar la AAD en su versión de Alimentación con el Sistema de Llenado, ASL. Esta aplicación sirve también con moldes rígidos pero entonces el módulo significativo puede llegar hasta 0,75 cm, como con las de hierro gris sin inocular, sea cual sea el tipo de fundición. Si el módulo significativo de la pieza sobrepasa los límites anteriores, deben aplicarse una o más mazarotas y la alimentación aplicada directamente queda confinada a los moldes rígidos (Sub-grupo II. Ver Rigidez del molde). Los moldes blandos van a ceder plásticamente con una pérdida excesiva de la presión de expansión y con un claro peligro de aparición de defectos de rechupe inducidos por la contracción secundaria. Con duros, si el módulo es MS< 2’5 cm se aplica la AAD en sus dos versiones, la de ASL para módulos significativos menores de 0’75 cm y la de con Mazarota, para los intermedios, entre 0’75 y 2’5 cm. Con moldes relativamente pequeños, la tentación es alimentar la contracción líquida con el bebedero. En este caso, se diseñan los ataques como cuellos de mazarota y el bebedero hace de mazarota (Sub-grupo I)

138

Insistiendo en el tema, antes de embarcarse en la AAD hay que preguntarse : a)

¿Es el molde lo bastante rígido? P. ej., con grafito esferoidal no hay problemas con piezas de 0’4 cm de espesor de pared (módulo 0’2 cm) pero puede haber problemas con módulos >0’5 cm si se cuelan en moldes no lo suficientemente rígidos. Si el espesor de pared es superior a 1’5 cm, son definitivamente blandos los moldes de arena en verde y no curados.

b)

¿Es satisfactorio el control de temperatura?. No exceder ± 25 º C

c)

¿Es la serie lo suficientemente grande para probar distintos módulos de cuello o las piezas tan simples que sea fácil elegir el módulo representativo?

Si la respuesta a las tres cuestiones es sí, adelante con la AAD. Si no, es preferible la ACP. Si se aplica la AAD, ofrece : v Rendimiento excepcional v Libertad de diseño v Coste desmazarotado mínimo En resumen, el proceso de diseño es adecuado si el molde es rígido y no se tienen dudas de ello, ver Rigidez del molde. Si no es duro o se duda, es más seguro proceder con la ACP. Si el molde es duro éste es el proceso correcto y, particularmente, si el MS es mayor que 0’75 cm. Las piezas con módulos más pequeños deben alimentarse con el bebedero. Finalmente, si el molde es rígido y el módulo MS es 2’5 cm o mayor, utilizar entonces el diseño Sin Alimentación. 12.1.2.- Pasos o etapas del diseño en AAD Como se ha explicado, para aplicar este método, consideramos moldes rígidos y módulo significativo entre 0,75 y 2,5 cm. No importa el tipo de aleación 1)

Decidir sobre la rigidez del molde

2)

Determinar el módulo o módulos Significativos, MS (cm) (Utilizar las Tablas de la figura 9.1) Recordar que el módulo significativo es el del segmento más grueso de cada unidad de alimentación que debe estar sano. Osea, el mayor módulo de cada unidad de alimentación.

3)

Si es rígido y MS (cm) < 2’5, seguir con la AAD

139

“

“

“

y MS (cm) > 2’5, ir al diseño Sin Alimentación

“ “

“

y MS (cm) < 0’75, ir al diseño de Alimentación con el Sistema de Llenado.

4)

Si no es rígido y : MS (cm) < 0’75 con hierro laminar no inoculado MS (cm) < 0’60 con hierro laminar inoculado MS (cm) < 0’50 con grafito compacto MS (cm) < 0’40 con grafito esferoidal seguir con la AAD en la versión Sistema de Llenado. Si supera el módulo significativo los valores anteriores, proceder con la Alimentación por Control de Presión, ACP.

5)

Elegir el Segmento Representativo, capaz de presurizar la parte todavía líquida de la pieza hasta que comiencen la solidificación y la expansión del segmento vecino más grueso. Esto se aplica a todas las secciones más gruesas. El segmento que teniendo el módulo más pequeño se califica como representativo si cumple tales condiciones. La selección es a veces intuitiva. Si el valor de la pieza o el tamaño de la serie lo justifican, proceder así ( ver Apéndice IV) : a)

Construir el Diagrama fraccional de módulos

b)

Asegurarse de que cada segmento (del más pequeño al más grande) satisface la fórmula : 250 VR V > ( M R +1 − M R ) ∑ X TP − 1.150 MX

Las unidades volumen se establecen en tantos por ciento directamente a partir del diagrama. 6)

Especificar la temperatura de colada. Ver Apartado Temperatura de colada teniendo en mente el Módulo Representativo. También se puede utilizar el diagrama de la figura 12.2 y con ella seleccionar el módulo del cuello.

140

Figura 12.2.- Temperaturas de colada recomendadas con grafito esferoidal

Mantener las temperaturas de colada en el rango ± 25 º C. 7)

Determinar el módulo o módulos de transferencia de líquido, Mtr , cm, utilizando la figura 9.14. Si los segmentos de pieza con módulos menores que Mtr dividen la pieza totalmente, cada distinta Unidad de Alimentación debe alimentarse por separado. Registrar los distintos módulos de transferencia de líquido, Mtr.

8)

El módulo de la mazarota es igual al de transferencia de líquido del segmento representativo correspondiente. Diseñar la(s) mazarota(s) utilizando las tablas del Apartado DISEÑO DE MAZAROTAS. Considerar que una mazarota puede servir a varias unidades de alimentación. Se recomienda el uso de mazarotas no estándar si ello redunda en un mejor rendimiento. Solamente son aplicables mazarotas cerradas (ciegas).

9)

Elegir el módulo del cuello de acuerdo al diagrama de la Figura 12.3. Cualquiera que sea la forma de su sección no debe recibir cantidad de calor apreciable ni de la pieza ni de la mazarota. Por esta razón, debe ser de 4 a 5 veces más largo que ancho y debe ser horizontal (para no transferir corrientes térmicas).

141

Fig. 12.3.- Módulo del cuello para AAD en función del Módulo Representativo de la pieza y de la Temperatura de Colada (El cuello tiene que ser largo)

Se utilizan pues mazarotas laterales. No hay en principio límite superior de longitud. También puede deducirse el módulo del cuello con el diagrama de la Figura 12.4, mediante la fórmula : Mcuello = f x Mrepresentativo y que tiene en cuenta la calidad metalúrgica.

Fig. 12.4.- Factor f para la corrección del módulo representativo para obtener el módulo del cuello

142

Los contactos largos facilitan el uso de una mazarota para más de una unidad de alimentación. Las dimensiones de la sección transversal del cuello pueden seleccionarse con las tablas del apartado Cuellos de mazarota (ver capítulo 16). Un camino rápido puede ser el tomar para cuellos redondos o cuadrados, el lado = 4 MC . Para cuellos rectangulares el lado más corto = 3 MC y el más largo = 6 MC Ver la figura 12.5 con dos piezas distintas y una mazarota

Fig.12.5.- Ejemplo de aplicación de la AAD con una sola mazarota pàra dos piezas diferentes.

10)

Obviamente, el volumen de la mazarota debe ser lo suficientemente grande para satisfacer las necesidades de contracción de la pieza. Establecer el líquido de alimentación necesario y el disponible. Si el líquido de alimentación no es el adecuado, aumentar la altura de la mazarota hasta cubrir la demanda. Ver Demanda de líquido de alimentación, figuras 15.20 y 15.21.

11)

Generalmente, el volumen de alimentación necesario con grafito esferoidal corresponde al 5 % del volumen de la pieza. Y toda la reserva debe estar por encima del punto más alto de la pieza.

12)

Garantizar que el líquido en la mazarota está en contacto directo con la atmósfera, al menos hasta que solidifique el cuello.

13)

La mazarota puede adosarse a cualquier segmento que tenga un módulo igual o mayor que el representativo. Si la pieza está dividida en dos o más partes con segmentos representativos propios, cada una exige un cuello de mazarota distinto. Dado que en este método la distancia de alimentación es ilimitada, es suficiente con una mazarota.

143

14)

Hasta 50 kg. la mazarota puede ser “caliente” o “fría”. Con piezas más pesadas, atacar a la pieza directamente (mazarotas “frías”).

15)

Poner vientos en los puntos más altos de la pieza (a no ser que lleve mazarotas abiertas)

16)

Atacar de forma de minimizar las diferencias de temperatura de los distintos segmentos (atacar en secciones de menor módulo).

Con esto, está el diseño del sistema de alimentación completado Es interesante reseñar que este método puede ser informatizado. 12.1.3.- Principios en que se basa y ejemplos La premisa básica es que el segmento representativo de la pieza (MR) comience su expansión cuando el cuello de la mazarota (Módulo MC ) ha completado su solidificación. En base a este principio, en el Apéndice IV se desarrolla el cálculo del módulo del cuello para satisfacer tal objetivo. Dependiendo de la temperatura y el tiempo de colada, el área del cuello de la mazarota está más caliente que el segmento representativo cuanto más pequeña sea la pieza. Esto debe tenerse en cuenta en la práctica o de lo contrario los cuellos serán , o bien demasiado pequeños ( pieza pequeña) o demasiado grandes ( piezas más grandes) que lo adecuado. En resumen, los principios del método de Alimentación Aplicada Directamente son : §

Utilizar una mazarota para compensar la contracción primaria

§

Conseguir que el molde contenga toda la expansión durante el enfriamiento y la solidificación

§

Como el diseño proporciona compensación para la contracción líquida, las secciones más delgadas, coladas a temperaturas más altas (ataques) , pueden fabricarse mediante el diseño sin mazarotas.

Las características del diseño pueden verse con algún ejemplo, además del visto en la figura 12.5 :

144

Fig. 12.6.- Ejemplo de AAD

*

Inicialmente se usó mazarota. Después, se han producido piezas sanas sin ella con un aumento del rendimiento de 82 % a 86 %. El cuello (ataque) se sacó de la gráfica 12.3. Es evidente que el módulo geométrico de la mazarota es mayor que el de los ataques y, aún así, los dos dan piezas sanas. Esto indica algún margen de seguridad. El molde era rígido.

Fig. 12.7.- Ejemplo de bebedero híbrido y AAD.

*

Es una bomba de alta presión. No está diseñado el bebedero exactamente s/ las recomendaciones y se obtiene un 85 % de rendimiento con arena en verde.

En general, con la AAD, en la medida que el molde es más fuerte o el módulo más pequeño, menos defectos de contracción secundaria vamos a encontrar. Son más comunes los fallos por solidificación prematura de la mazarota o del cuello, dando rechupe primario en la parte superior. El remedio es aumentar el módulo del cuello, el tamaño de la mazarota o evitar que su techo solidifique. Las mazarotas abiertas pueden necesitar aislamiento (isotérmicas). El uso de polvos exotérmicos puede causar fácilmente problemas con la estructura del grafito. Otro tipo de defecto puede surgir de la distribución de módulos, como en la figura

145

Fig. 12.8.- Depresión en la parte superior del moyú causado por la contracción primaria.

El módulo aplicado para el cuello de 25 mm de diámetro al anillo exterior era de 0’46 cm. El módulo del moyú 1’22 cm, pide un contacto mayor (del gráfico de la figura 12.3) que el del radio. Con 1.380 º C de tª de colada tendría que haber sido el módulo del radio 0’68 cm en lugar de 0’49 cm que era, solidificando antes de alimentar al moyú. De hecho, este problema requiere aumentar tanto el radio como el cuello. Como alternativa, puede servir una mazarota central. Los defectos pueden venir por la contracción líquida primaria no compensada o, también, por la contracción secundaria. Si una pieza contiene los dos fallos, estudiar en primer lugar el de la contracción líquida. La Figura 12.9 muestra un rechupe primario típico.

Figura 12.9.- Defecto típico causado por falta de compensacción de la contracción líquida (Obsérvese que el defecto está en lña parte superior encima de la sección más gruesa de la pieza).

El defecto se presenta siempre en la zona más gruesa, con frecuencia en la cara superior de tal zona. En ocasiones, no obstante, es interno. En ese caso : -

Está situado por encima del centro térmico, junto a la superficie interior.

-

Su superficie es relativamente lisa.

146

Este tipo de defectos aumenta con la temperatura de colada. Con las piezas pequeñas sucede lo contrario. En caso de problemas de rechupe primario examinar lo primero la mazarota. ¿Hay un 5 % de metal disponible por encima del punto más alto de la pieza?¿Está el líquido de la mazarota en contacto con la atmósfera el tiempo suficiente?. Si todo está bien, el fallo viene por la solidificación prematura del cuello. Medida : aumentar su módulo. Si se tiene el defecto de rechupe secundario, microporosidad o algo parecido, hay dos causas principales : -

El cuello es demasiado grande y la expansión alimenta la mazarota en lugar de la pieza.

-

El molde no es lo bastante rígido para soportar la presión de expansión sin deformación plástica.

12.1.4.- Alimentación con el sistema de llenado o bebedero Este método es una variedad del AAD. Esta aplicación es más común con piezas delgadas de bajo Ms . Con ellas los ataques pueden ejercer la función del cuello y la bajada/olla, la de la mazarota. El AAD permite el uso del bebedero para alimentar. No obstante, no confundir con el diseño sin alimentación reservado a moldes rígidos y módulos de 2,5 cm o mayores. La contracción líquida es compensada por el bebedero a través de ataques apropiadamente diseñados actuando como cuellos de mazarota. Como casi siempre el molde de tales piezas delgadas es arena en verde o cáscara, se imponen los límites de módulos máximos de forma que el molde pueda resistir las presiones de expansión y se mantenga una presión líquida adecuada para compensar la contracción secundaria. Repetimos que, con moldes rígidos, el sistema admite módulos significativos de hasta 0,75 cm.

Fig. 12.10.- Ejemplo de utilización del sistema de llenado para la AAD con el bebedero.

147

*

La parte principal de la pieza tiene un espesor de pared uniforme de 9’5 mm. La presencia de algunos segmentos con módulos algo mayores o menores no se considera importante. El MR es 0’476 cm. De la figura 12.3 se elige el cuello (ataque), para 1.321 º C de temperatura de colada en 0’4 cm.

Fig. 12.11.- Ejemplo de uso de sistema de control tronco-bajada

*

Alimentación con el bebedero. No extiende el bebedero en cuña. Al ser despresurizado el módulo del ataque no es el de la sección de estrangulación.

En la figura 12.12 se muestra un cuerpo de válvula en fundición esferoidal alimentado correctamente con el bebedero.

Fig. 12.12.- Alimentación con el bebedero

Si se trata de moldes blandos, interviene el tipo de fundición y es : Gris no inoculada :

MS < 0’75

Gris inoculada .

MS < 0’6

Compacto :

MS < 0’5

Esferoidal :

MS < 0’4

148

Además, la pieza debe ser relativamente delgada si el molde no es razonablemente fuerte. Los principios son los mismos que la AAD vista. En realidad es una variante del método. Cuando disminuye el módulo representativo, disminuye también el módulo del cuello. Por tanto, con piezas finas, el ataque de colada puede ejercer la función de cuello de mazarota. Dado que a las temperaturas de colada habituales, una pieza con un módulo significativo de 0’38 cm necesita un cuello de mazarota de 0’36 cm, un cuello de 3 x 0’9 cm puede servir perfectamente como estrangulamiento y como cuello. Es ventajoso que se ponga un gran número de piezas pequeñas o delgadas en un molde; en este caso, se recomendaría utilizar un sistema no presurizado (Ver Tratado de Llenado). Esto supone la aplicación de la alimentación con el sistema de colada para módulos de hasta 1 cm o más. A partir de aquí, en teoría podría seguir alimentándose con el bebedero pero, bajaría tanto el rendimiento que es más práctico utilizar una mazarota y el sistema clásico de llenado. Como se ve en la Figura 12.3 las piezas de módulo pequeño necesitan un control riguroso de la temperatura de colada. El fallo más común : el caldo está demasiado frío al final de la colada y se tienen problemas de rechupe primario. La temperatura de colada y la del caldo en el molde pueden ser parecidas o significativamente diferentes con piezas pequeñas y tiempos de colada altos. Cuando se utiliza este gráfico para definir el ataque, es prudente seguir las líneas de temperatura baja. Las piezas delgadas raramente muestran rechupes secundarios, incluso en moldes de arena en verde. La Práctica del diseño es la misma prácticamente que con la AAD. 1)

Determinar el módulo o módulos significativos (MS , cm). A menudo sólo hay uno.(Ver los tres primeros pasos de AAD).

2)

Determinar el módulo o módulos representativos (con valores de temperaturas mínimos). Ver la 4ª etapa del método AAD.

3)

Con la ayuda del diagrama de la figura 9.14 determinar el módulo o módulos de transferencia de líquido, Mtr, cm, asociado a cada módulo representativo (paso 6º de AAD).

4)

Para el módulo del cuello utilizar el diagrama 12.3 y con temperaturas mínimas, como en el paso 8º de la AAD o bien a través del Módulo de transferencia líquida. En este caso, si el

149

ataque (canal de ataque o alimentador) es corto (su máxima longitud, incluida la salida es igual o menor que su menor dimensión transversal) entonces, su módulo será = 0’6 x Mtr, (cm) Para ataques largos : Módulo del ataque = Mtr 5)

Etapas 10ª y 11ª de la AAD

6)

Determinar las dimensiones del ataque alimentador con la gráfica de la figura 16.10 del Apartado Cuellos de mazarota. Si la forma de la sección del ataque es distinta de las de la figura 16.10, calcular sus dimensiones utilizando las Tablas de la figura 9.1.

7)

Si se estima que el ataque es excesivamente grande, detener el diseño y proceder bien con la AAD con mazarota (molde rígido) o la ACP (molde blando). Qué se puede interpretar por excesivamente grande puede establecerse comparando las áreas de ataque calculadas en base a las exigencias del módulo con las de la Figura 12.13.

Fig. 12.13.- Secciones de estrangulación o ataque en función del peso colado

8)

Cuando se diseñe el bebedero hay que garantizar que el módulo de cada miembro sea al menos tan grande como el mayor de los módulos de los ataques alimentadores.

9)

Los ataques deben provenir de segmentos con módulos tan grandes o mayores que el de transferencia de líquido. Si se necesitan ataques suplementarios, pueden tener módulos más pequeños que los de los ataques alimentadores.

10)

Dar vientos

150

11)

Colar tan caliente como se pueda

12.2.- Diseño sin Alimentación o Mazarotaje 12.2.1.- Bases del diseño La viabilidad del método se probó hace más de 40 años. Las condiciones detalladas para su utilización se describen más adelante. El principio, tal como se muestra en el diagrama 12.14 es que la expansión comience tan pronto como se completen la colada y la solidificación de los ataques. Consecuentemente, no se necesita ninguna mazarota para compensar la contracción líquida (no existente) y la presión creada durante la expansión es más que suficiente para compensar la contracción secundaria.

Fig. 12.14.- Esquema proceso sin alimentación

Este modelo de cambio de volumen solamente es obtenible con un módulo significativo igual o mayor de 2’5 cm y con calidad metalúrgica relativamente buena y en moldes rígidos. Los principios del diseño sin alimentación o mazarotaje son : -

Colar a temperatura relativamente baja para evitar la contracción primaria

-

Conseguir que el molde (rígido) contenga toda la presión de expansión durante el enfriamiento y solidificación del hierro.

12.2.2.- Condiciones y pasos del diseño 1.

Calcular el módulo significativo (MS, cm). (Pueden ser útiles la Figura 9.1 o la 9.18

2.

Si MS ≥ 2’5 cm, proceder con el diseño. Si MS < 2’5 cm proceder con la AAD Si el módulo es menor de 2’5 solamente una calidad metalúrgica excepcionalmente alta puede dar piezas sanas

3.

Requisitos adicionales 151

a)

Colar entre el margen de 1.300 – 1.345 º C (o más frío si es factible). Ver figura IV.1 del Apéndice IV.

b)

Colar rápido. Ver Tiempos de colada y gráficas de figura 11.2 y 12.15. Esto es de la máxima importancia. Incluso más rápido si se puede.

Fig. 12.15.- Tiempos de colada recomendados para piezas de hierro nodular

c)

Mantener alta calidad metalúrgica. Es necesario un CE relativamente elevado, entre 4’2 y 4’25, un manganeso bajo, < 0’2 % y un buen método de inoculación.

d)

Control de la rigidez del molde. Moldes muy rígidos. Los de arena en verde y cáscara no lo son bastante. Los de fraguado químico pueden servir siempre que la arena sea compactada mecánicamente antes del curado. Los dos semimoldes deben ir grapados o atornillados.

e)

Dar vientos con generosidad y atravesando el techo. Módulo del viento = módulo del ataque (13 a 20 mm de diámetro)

4)

Los ataques deben ser delgados pero no demasiado para no solidificar durante la colada sino, justo al final; ataques de 13 a 16 mm de espesor satisfacen estas condiciones. Su sección debe ser rectangular y su anchura, 4 veces el espesor; la longitud igual o mayor que la anchura.

5.-

En caso de tener la más mínima duda en los requisitos A, B, C y E, utilizar una mazarota techo de seguridad. No obstante, ésta no sirve de ayuda si el molde no es lo suficientemente rígido. El uso de una mazarota de seguridad es imprescindible con hierros grises con un carbono equivalente de menos de 3’8.

152

Desafortunadamente, no existen remedios para una resistencia del molde insuficiente. Se tendrá una depresión en la superficie superior si no se controla cuidadosamente la temperatura de colada. El remedio puede ser el utilizar una pequeña mazarota ciega en la parte superior, llamada Mazarota Techo de Seguridad. Su volumen suele ser alrededor de un 2 % del volumen de la pieza. A temperatura ambiente debiera estar tan sana como la pieza. 12.2.3.- Diseño de la mazarota techo de seguridad 1

Módulo de transferencia de seguridad (cm) = 0’35 por módulo significativo (MS , cm).

2

Módulo de la mazarota (Mf cm ) = Módulo de transferencia de seguridad (cm).

3

Elegir las mazarotas de acuerdo a las pautas del capítulo 15

4

Usar preferentemente macho para rotura.

5

El cuello de la mazarota es corto. (Ver Cuellos de mazarota). Su módulo es = 0’21 x Módulo significativo (MS , cm). Para las dimensiones de su sección transversal ver las figuras 16.9 y 16.10 como si el cuello fuese una barra larga.

El rendimiento suele superar el 90 %. 6

Los ataques de colada, dando por supuesto que el llenado es rápido, deben tener el espesor mínimo factible para la temperatura mínima de 1.300 º C. La sección total de ataque se obtiene con varios ataques.

Como ejemplo, se muestra un cuerpo de válvula hidráulica producido en arena furánica.

Fig. 12.16.- Ejemplo de pieza sin alimentación

Las exigencias de calidad de esta pieza incluían una ausencia total de microporosidades en su interior. La empresa fue requerida para demostrar la solidez del bloque. Se hicieron entonces los tres agujeros y se inspeccionó su

153

superficie. El más pequeño poro hubiera dado lugar al rechazo. Esto puede considerarse como un caso extremo de inspección . Gracias a respetar todos los principios de diseño sin mazarota, ninguna pieza fue rechazada. No se utilizó mazarota de seguridad pero los controles de producción y la calidad metalúrgica fueron excelentes. Tres factores esenciales son : metalurgia, módulo y rigidez del molde. La combinación de los dos primeros da el cambio de volumen del tipo A (figuras 12.17 y IV.1 del Apéndice IV). En estas condiciones, colar entre 1.300 y 1.345 º C garantiza que el líquido comienza a expandir inmediatamente después de comenzar la colada.

Fig. 12.17.- Distintos tipos de cambio de volumen en distintas piezas de hierro nodular (Diagrama ABC)

El aumento de volumen es relativamente pequeño pero la presión puede sobrepasar los 500 N/cm2 Ver el efecto de la temperatura en la figura 12.18

154

Fig. 12.18.-Efecto de la temperatura de colada en el tamaño del rechupe primario en una pieza de nodular sin mazarota

Ejemplos :

Fig. 12.19.-Válvula de gaseoducto sin defectos colada sin alimentación

v Pared general de 50 a 75 mm

155

Fig. 12.20.- pieza colada sin alimentación y bebedero

v Peso, 1.914 kg con paredes desde 50 a 150 mm

156

Fig. 12.21.- “Antes”, con mazarotas y rechupe, y “después”, sano sin mazarotas.

v Casos “antes” y “después”. Al principio se hacían con la práctica del hierro gris. Como había rechupe, más mazarota, hasta llegar al tamaño de la figura. Y aumentó el rechupe. Yendo al revés, hasta no tener mazarota, desapareció.

Fig. 12.22.- Colada sin mazarota

Con bebedero y sin bebedero

Fig. 12.23.- Pieza sin mazarota

v De 1.907 kg, tiempo de colada de 130 segundos, algo lenta. Fundida en vertical con el extremo redondo hacia abajo. Llenado en sifón. Los machos de la zona cuadrada se hicieron con cromita para mejorar la compactación.

157

Si aparecen rechupes internos se debe a falta de calidad metalúrgica o a moldes no rígidos exclusivamente. 12.3.- Diseño de Sistemas de Alimentación por Control de Presión 12.3.1.- Principios del proceso La alimentación por control de presión es por mucho la que más se practica y es por mucho la que menos se entiende. El control de la presión durante la expansión es necesario cuando una pieza de hierro grafítico se cuela en un molde relativamente blando. “Relativamente” es un término vago y su significado se ha explicado cara a la resistencia del molde en el apartado Rigidez del molde. Cara al espesor de la pieza, una definición más exacta se ofrece mediante los valores específicos de módulos por encima de los cuales es indicado el control de presión en moldes “blandos”. Esta definición “más exacta” tampoco es exacta pero refleja muchos años de experiencia práctica. El objetivo es controlar la presión generada durante el enfriamiento y solidificación entre un nivel mínimo que evite la aparición de defectos debidos a la contracción secundaria y un nivel máximo en el que va a ceder el molde.

Fig. 12.24.- Esquemas de las bases del ACP

Es decir, se debe alcanzar una presión suficiente para contrarrestar la contracción final pero sin salirnos del período elástico del molde; cuando en la contracción final baje la presión, el remanente debe ser suficiente para que aún estemos por encima de la presión atmosférica.

158

La alimentación por control de presión es aconsejable si el molde no es lo suficientemente rígido y los valores de los módulos significativos exceden de los siguientes límites : Hierro gris :

0’75 cm

Hierro gris inoculado

0’60 cm

Hierro compacto

0’50 cm

Hierro nodular

0’40 cm

Esto es aplicable a los segmentos más gruesos de la pieza que deban estar exentos de porosidades. El problema básico de colar piezas gruesas de hierro en moldes blandos es que la presión creada por la expansión supera la resistencia del molde y éste cede, consumiendo prácticamente toda la expansión en el hinchado de la cavidad. Cuando ha acabado la expansión la presión del líquido es insuficiente para evitar los defectos de la contracción secundaria. La forma y distribución de los defectos de rechupe pueden ser porosidades o bien un agujero con paredes rugosas. Cualquiera de ellos está localizado en el centro térmico del complejo pieza/ mazarota. Si existe un alto gradiente térmico – a menudo entre la unión entre pieza y mazarota – el defecto aparecerá como un gran agujero. Si el gradiente térmico es suave el defecto será porosidad, normalmente revelado en el mecanizado. El disminuir la presión de expansión hasta un nivel aceptable y también necesario es factible aunque requiere un cuidadoso control del proceso. Los dos controles del proceso más importantes son : A.

que el molde de arena sea consistentemente fuerte

B.

que se cuele dentro del margen de temperaturas especificado en la figura 11.1

El principio de control de presión se muestra en primer lugar en el diagrama de cambios de volumen esquemático siguiente :

159

Fig. 12.25.- Principios del control de presión

A partir de la temperatura en que se completa la colada el líquido va a contraer hasta el punto “0”. Cuando comienza la expansión y tiene lugar el enfriamiento posterior, el sistema de alimentación está aún en contacto líquido con la pieza. De hecho, si la mazarota es abierta y tanto mazarota como contacto son suficientemente grandes, toda la expansión se va a gastar en transferir líquido a la mazarota. Esto, a su vez, dará como resultado un gran defecto de rechupe secundario entre la pieza y la mazarota. Tales defectos son de sobra conocidos por el fundidor experimentado. La mazarota es ahora cerrada (ciega). Durante la contracción líquida se crea un vacío correspondiente a la distancia vertical entre el volumen en la colada y el punto “0”. La expansión subsiguiente rellenará este vacío –al menos en gran extensión. Una vez se detiene la pérdida deliberada de expansión ( la mazarota rellenada o contacto cortado) la transferencia también se detiene suministrando automáticamente la presión de expansión remanente, dependiente normalmente de la temperatura de colada. Es entonces obvio que las mazarotas abiertas no deben usarse nunca con piezas de hierros grafíticos. Ver el apartado Mazarotas Abiertas vs. Cerradas (Ciegas). Veamos detalles de segundo orden pero importantes. I.

Todo lo precedente se ha referido a la temperatura de colada. Esto ha sido una simplificación. Lo que es importante es la temperatura del líquido en el molde después de terminar la colada. Esta es siempre más baja que la temperatura de colada, más cuanto más larga sea la colada. Para minimizar las pérdidas de calor la colada debe ser rápida. Ver Tiempo de Colada

II.

De la misma forma, estamentos potencialmente erróneos han identificado el comienzo de la contracción líquida con el del fin de la colada. En realidad, en la medida que los ataques sigan líquidos, la contracción del conjunto pieza/mazarota es ya compensada por el

160

sistema de alimentación. Esto es perjudicial para el control de presión en la mazarota al disminuir el tamaño del vacío disponible en ella. A fin de minimizar este daño inevitable, se utilizan ataques de módulo pequeño. Estos, permitiendo una colada rápida, solidificarán rápidamente o, al menos, se harán impermeables para el líquido. Como regla de andar por casa, el módulo del ataque debe ser menos de 1/3 del módulo de transferencia y lo más pequeño posible. Si la colada se hace a temperatura relativamente alta, incluso ataques de 2 a 3 mm de espesor no solidificarán durante la colada. III.

La colada rápida se facilita dotando generosamente al molde de vientos en el techo.

IV.

La disertación precedente ha sido también simplista en otro campo. Se han dirigido los esfuerzos a mantener la mazarota y el cuello en balance térmico y sucede a menudo que el cuello solidifica antes de que la mazarota se haya rellenado completamente. Esto se muestra en la figura 12.26.

Fig. 12.26.- Solidificación del cuello antes del rellenado

También se ve en la pieza y mazarota seccionadas que la pieza está libre de defectos y la mazarota no se ha rellenado totalmente. El control de la pérdida deliberada de expansión ha sido ejercido por el Módulo Térmico del cuello de la mazarota. La vista de mazarotas completamente llenas es tan corriente como la de parcialmente llenas.

161

El problema sería si no aparecen signos de rellenado, por ejemplo, si un conducto profundo de rechupe aparece en la mazarota. En tal caso, o bien el módulo del cuello o el de la mazarota (o ambos) pueden ser más pequeños de lo preciso. Revisar primero el del cuello. V.

Finalmente, la aparición de mazarotas completamente rellenadas no es garantía de ausencia de rechupes secundarios en la pieza. Si la temperatura de colada es más baja que la necesaria y/o el módulo del ataque es demasiado grande , la expansión remanente ha sido excesiva para ser contenida por el molde incluso después de haber rellenado completamente la mazarota. La cesión subsiguiente del molde consume más expansión que la que era necesaria guardar para compensar la contracción secundaria.

Si se cuela la mazarota sin la pieza, daría un rechupe del 3 al 6 %, al igual que si está adosada. Con este método salen sanas o con rechupes hasta el 2 %. La diferencia entre un mal diseño y uno correcto se muestra en la figura 12.27.

Fig. 12.27.- Diseños correcto e incorrecto

En los Pasos del Diseño se ofrece la generalización del diseño. No se hace distinción entre los miembros de la familia grafítica aparte de la que marcan los valores de límites del módulo indicando la necesidad del control de presión. Todas las demás recomendaciones se basan en la experiencia con fundición esferoidal – la más exigente del grupo. Otras pueden permitir obtener piezas sanas con mazarotas y cuellos de módulos más bajos. En la medida que sirva de garantía de diseño se cree justificado el método basado en la fundición esferoidal. Posteriormente, el tamaño de las mazarotas puede ser aún disminuido – como norma – a partir del que se ha diseñado en una primera aproximación empírica. Las secciones de los cuellos, por otro lado, se encontrarán normalmente mayores que las empíricas. Esto proviene del esfuerzo por mantener el balance de vida activa entre mazarota y cuello. Una regla más de diseño de capital importancia. La pérdida deliberada de expansión depende del vacío creado en la contracción en las mazarotas que se van a rellenar después. Esto solamente es factible si todas las mazarotas están en el mismo plano horizontal. Las mazarotas más bajas se van a llenar desde las más altas. Esto puede crear un gran vacío en la mazarota más alta 162

pero dejando inservibles a las demás. Una comprobación simple : la regla es que todas las mazarotas de control de presión deben tener su techo en el mismo plano horizontal. Existe la posibilidad teórica de que una temperatura de colada demasiado alta dé lugar a una pérdida excesiva de expansión. La experiencia práctica sugiere que la temperatura de colada solamente puede ser demasiado baja, nunca demasiado alta, al menos hasta un módulo de 1’5 cm. En otras palabras, seguir los pasos de diseño. 12.3.2.- Discusión detallada del principio La figura 12.28 muestra el mecanismo (ver también 12.25)

Fig. 12.28.- Mecanismo del Control de Presión

a)

El líquido se transfiere de la mazarota a la pieza desde T0 hasta el fin de la contracción líquida.

b)

Hay transferencia inversa a partir de este momento y continúa hasta que el hueco de la mazarota se rellena. Ahí cesa la transferencia, al ser ciega la mazarota.

c)

La expansión restante va a aumentar la presión en el complejo pero sin exceder la capacidad de adsorción elástica del molde. El rechupe o contracción secundaria disminuirá esta presión pero sin bajar hasta la atmosférica, si el diseño funciona.

163

Las variaciones en la temperatura o el tiempo de colada varían el hueco creado en la mazarota (figura 12.28) lo que supone variables adicionales. Después, la creación de presión con la expansión Cs no aporta ningún margen de seguridad. Si el intervalo permisible de presión es Z en condiciones aceptables, el objetivo es Z/2 + Cs , mejor que Cs . Aunque es cierto que la presión de la expansión puede y, a menudo se reduce a un intervalo tolerable rellenando la mazarota completamente, el diseño óptimo de ACP no requiere un rellenado completo exactamente. Ninguna mazarota de la figura 12.29 se ha rellenado totalmente y, sin embargo, ambas han proporcionado el control de presión necesario.

Fig. 12.29.- Solidificación del cuello

La cuestión es inmediata : ¿Cómo puede controlarse la presión dentro de los límites determinados si no se rellena la mazarota completamente, es decir, lo contrario a lo sugerido por la figura 12.28?. Pues porque la figura 12.28 omite una característica fundamental del control : no es imprescindible el hueco en la mazarota para el diseño ni su tamaño. Si el cuello solidifica o se vuelve impermeable antes de completar el rellenado, actúa como ACP. En otras palabras, la elección apropiada del cuello puede convertirlo en el regulador de presión soportable sin deformación plástica. Esto se ilustra en la figura 12.30 en la que los cuellos solidifican antes de la pérdida completa de expansión hacia las mazarotas y la pieza sale bien.

Fig. 12.30.- Mazarotas abiertas

El control de la alimentación en retroceso puede hacerse de dos formas distintas :

164

a)

Eligiendo un módulo del cuello que solidifique en el tiempo deseado.

b)

Limitando el retroceso con el tamaño de la mazarota ciega. Cuando se llena, se acaba el retroceso y empieza a crearse la presión por la expansión.

Entre los dos, el más seguro es el empleo de mazarotas ciegas. En un examen más a fondo, ninguno de los dos controles anteriores es lógico por independiente. Una vez se vuelve impermeable el cuello la mazarota no necesita ser capaz de recibir más líquido y, viceversa, cuando la mazarota se rellena del todo, no puede admitir más líquido a través del cuello. Así pues, el cuello puede volverse impermeable justo cuando se completa el rellenado de la mazarota. La economía máxima se alcanza con el máximo rendimiento y el mínimo costo de desmazarotado, es decir, cuando tanto cuello como mazarota se inactivan al mismo tiempo. Esto significa simplemente que ambos módulos son idénticos. Si se mantiene esta condición de manera estable, la mazarota podría ser abierta o cerrada. En el proceso industrial, sin embargo, hay que ajustar las variables del proceso, especialmente la calidad metalúrgica y la temperatura de colada. Tanto el módulo del cuello como el de la mazarota tienen que ser algo mayor que los permisibles en condiciones (constantes ) ideales. Esto, a su vez, necesita una medida adicional que evite la pérdida completa de presión vía transferencia líquida a la mazarota. La medida de seguridad se aplica adecuadamente utilizando mazarotas ciegas. Se recomienda su uso exclusivo. Además de la temperatura de colada el diseño de la ACP depende en gran manera de la calidad metalúrgica. Para aclarar este efecto más ampliamente y sentar bases para un análisis más detallado, se ha rediseñado el diagrama ABC para mostrar los cambios de volumen y temperatura y cómo dependen ambas funciones del tiempo. El tiempo cero corresponde al momento de completar la colada. Este diagrama paralelo se muestra en la figura 12.31.

165

Fig. 12.31.- Diagrama ABC modificado

Una variación ligera con el diagrama ABC previamente visto es que la curva A representa condiciones ideales (equilibrio). Como esto es inalcanzable, sólo se incluyen los tipos B y C de cambios de volumen, el primero para situaciones cercanas al ideal y el segundo para pobre calidad metalúrgica. El margen de presiones con garantía se alcanza en tB para el tipo B y en tC para el tipo C. Mientras que tB puede considerarse ideal porque el sistema está aún totalmente líquido, tC corresponde a un 35 % aproximadamente de sólido presente. El límite de transferencia de líquido se postula ser la presencia de un 75 % o más de sólido como se indica en la figura 12.31. La base para el diseño del ACP es simplemente que el tiempo necesario para alcanzar el intervalo de presión de expansión de seguridad sea igual al tiempo de permeabilidad líquida en el sistema de alimentación. (mazarota y cuello).

166

En forma de ecuación: tT = tS donde : tT = tiempo límite de transferencia líquida a través del sistema de alimentación (minutos) tS =

tiempo transcurrido en alcanzar la presión soportable en el segmento(s) significativo (grueso) de la pieza (minutos).

Por conveniencia, también es válido poner :

tT = t S Aplicando la fórmula (4) de la Ley de Chovrinov, ver Apéndice I, c ⋅ M T ( T P − 1.150 + 0'75 250 = c ⋅ M S ( T P − 1.150 + X 250 o MT = M S

T P − 1.150 + X 250 T P − 1.150 + 0'75 250

El lector podrá observar que se ha sustituido la temperatura de colada por la temperatura del líquido después de completar la colada. Para un análisis más exacto deben considerarse las pérdidas de temperatura durante la colada (ver figura 12.32). La utilización de la temperatura de colada, fácilmente medible, se considera un error despreciable.

Fig. 12.32.- Estimación de pérdidas de temperatura durante la colada

NOTA.- Este gráfico parece incoherente a 1ª vista (G. Nuin)

167

Símbolos : MT = Módulo del sistema de alimentación correspondiente al límite de transferencia líquida (75 % de sólido presente) MS = Módulo de la sección significativa (gruesa) de la pieza. X = Fracción de la fase sólida en la sección significativa de la pieza en % cuando se alcanza la presión permisible. Introduciendo : f =

T P − 1.150 + X 250 T P − 1.150 + 0'75 250

es :

MT = f ⋅M S

(1)

Aún se puede simplificar algo más ya que el valor f es casi independiente de la temperatura de colada en el intervalo 1.300 – 1.500 º C (entre los dos extremos la diferencia es solamente un poco más del 1 %). Cogiendo TP = constante = 1.400 º C,

f =

250 + X 250 250 + 0'75 250

o bien :

f =

1+ X 1'75

(2)

Esta sencilla expresión de f muestra claramente que su valor depende de la calidad metalúrgica solamente. Los dos valores límites de X son 0 (toda la transferencia tiene lugar en estado líquido) y 0’75 (límite de transferencia de líquido en la pieza). Luego : fmínimo = 1/1’75 = 0’57 fmáximo = 1’75/1’75 = 1’00 Las deducciones prácticas se muestran en la sección “Pasos de Diseño” Los valores del módulo de transferencia en función del módulo significativo y la calidad metalúrgica ya se vieron en la gráfica 9.15. 12.3.3.- Diseño de la mazarota Es obvio después de lo visto que el módulo de la mazarota tiene que ser igual a MT , es decir, el módulo necesario para la suficiente transferencia de

168

líquido. Los límites recomendados por seguridad se presentan en la sección “Pasos de Diseño”. 12.3.4.- Diseño del cuello de la mazarota Como el módulo activo del cuello también tiene que ser igual a MT sus dimensiones son siempre más pequeñas que las de un cuerpo geométrico de la misma configuración pero colado separadamente. Esta reducción beneficiosa se debe en primer lugar a la ausencia de superficies de enfriamiento contra la pieza y la mazarota. De hecho, ambas uniones reciben y transportan calor a las masas vecinas. Una segunda influencia que retrasa el enfriamiento y la solidificación del cuello es que la arena vecina se calienta más que la arena que rodea a la mazarota, más cuanto más corta sea la longitud del contacto. Un efecto similar se obtiene dando el ataque a la mazarota (mazarota caliente) La magnitud de la primera influencia puede evaluarse adecuadamente con un ejemplo simple. El módulo real (primera aproximación) :

M'=

a2 ⋅l a = 4⋅a ⋅l 4

En la fórmula anterior se reconoce a la fórmula del módulo para barras cuadradas infinitamente largas. La misma fórmula sirve cuando la longitud del cuello es a, o sea, el cuello es un cubo. El módulo de un cubo del mismo lado pero colado separadamente, es . M = a/6 luego M’ = 1’5 M Unos cálculos similares pero algo más elaborados prueban que el módulo real de un cuello es de 1’5 a 2 veces el módulo de un cuerpo de la misma forma y tamaño enfriado en todas sus caras La segunda influencia mencionada anteriormente aumenta invariablemente el módulo real del cuello aún más. Pero, ya que no es fácilmente cuantificable, se valorará como alrededor de 1/1’5 a 0’6. En resumen, el módulo bidimensional del cuello se elige como :

M'=

MT 1'5

o, considerando en ese área un enfriamiento algo más lento :

M ' = 0'6 ⋅ M T El cuello debe ser tan corto como lo permitan las condiciones del molde. Como el módulo de transferencia depende de la calidad metalúrgica, también el 169

del cuello. En la mayoría de las situaciones prácticas un valor de M’ igual al 0’35 – 0’55 % del módulo del segmento significativo no solamente es adecuado sino también seguro. A mejor calidad metalúrgica menor módulo puede elegirse. El principio anterior de diseño del cuello ha sido ampliamente probado con el factor de seguridad reducido utilizando cubos como geometría. La figura 12.26 muestra uno de estos diseños cuyo éxito está a la vista. 12.3.5.- Módulo del ataque La sección de estrangulación debe elegirse de forma que se complete la colada dentro de un margen predeterminado. Esto permite sin embargo la libertad de elegir el módulo del ataque (actuando de nuevo en dos dimensiones). Así como el control de transferencia líquida pieza a mazarota es mediante la elección del módulo apropiado de la mazarota y del cuello , el vacío en la mazarota, creado por la contracción líquida inicial, solamente puede ser demasiado pequeño, pero nunca demasiado grande. Existen tres condiciones que garantizan un vacío suficientemente grande : a)

Temperatura de colada bastante alta

b)

Colada rápida (menos pérdidas de temperatura)

c)

Módulo del ataque pequeño. En la medida en que los ataques permanezcan líquidos, más contracción será compensada por el bebedero. Los ataques de módulo bajo solidifican pronto después de completarse la colada y, por tanto, ayudan a la creación de un hueco grande en la mazarota.

Los principios y la experiencia industrial están en total acuerdo al respecto. No obstante, reconociendo que el diseño con garantía está en la dirección de aumentar el módulo de mazarota y cuello , el control de la expansión remanente puede llegar a depender del tamaño del hueco creado en la mazarota ciega, mayor cuanto mayor sea la temperatura de colada. En tales circunstancias, es concebible que se pierda demasiada expansión rellenando la mazarota y la que quede sea insuficiente para compensar la contracción secundaria. Afortunadamente la incidencia potencial de este problema es casi nula en la industria. Cuando se empieza a calcular el módulo del ataque deben decidirse ciertos valores. Una simplificación totalmente justificada es dejar a un lado el tipo de cambio de volumen mostrado en la figura 12.28 y usar el siguiente : Velocidad de contracción líquida = constante = 0’0002 de volumen por º C (%/ 100) TE = temperatura de solidificación = 1.150 º C.

170

Expansión total = 4’5 % ó 0’045. Expansión (CS ) que iguala a la contracción secundaria = 0’5 % ó 0’005. Expansión diseñada (mitad de la zona Z en la figura 12.28) 3’5 % ó 0’035. Diseño de seguridad : ± 0’5 %, correspondiente a una temperatura permisible de colada en un intervalo aproximado de ± 25 º C. El uso de fracciones en lugar de porcentajes simplifica los cálculos. Se van a despreciar las pérdidas de temperatura en la colada. Para un diseño real se debería utilizar TM en lugar de TP , utilizando la figura 12.32. Con referencia constante a la figura 12.28, la hipótesis inicial dice simplemente que en cada segmento expansión = contracción ó 0’035 VX = 0’0002 VX (T2 –1.150) donde VX = volumen de cualquier segmento arbitrario (%/100) y T2 = ver la figura 12.28. De aquí, T2 = 1.325 º C. De esta forma simplificada, colando a 1.325 ºC se generan automáticamente las presiones medias de expansión. La compensación de la contracción con el bebedero será solamente necesaria con temperaturas de colada más altas que 1.325 º C (En la realidad, temperaturas en molde al completar la colada). La práctica real es sin embargo más complicada. Siempre se va a librar algún hierro por el bebedero para compensar la contracción , se quiera o no. Como este análisis es aplicable tanto a piezas complicadas como sencillas, se escoge una pieza con una distribución arbitraria de módulos como la de la figura 12.33.

171

Fig. 12.33.- Distribución fraccional de módulos

(Obsérvese que la mazarota forma parte del complejo pieza - mazarota) Por la fórmula (4) de la ley de Chovrinov, ver Apéndice I, :

t a = c ⋅ M a ( T P − 1.150 + 250 (En la ACP el módulo de los ataques es siempre pequeño y esto permite la simplificación de suponerlos permeables hasta el fin de su solidificación). El sufijo a significa ataques. Mientras los ataques solidifican, cada segmento de la pieza se enfría en ?Tx donde x significa cualquier segmento del 1 al M, siendo M la mazarota.

t A = c ⋅ M1 ∆T1 t A = c ⋅ M 2 ∆T2 . . .

t A = c ⋅ M M ∆TM Para cada segmento, ∆Vx, = 0’0002 . Mx ∆Tx . Vx Expresado para ∆Tx :

172

(3)

c ⋅ M G ( TP − 1.150 + 250 ) = c ⋅ M x ∆Tx ∆Tx = ( TP − 1.150 + 250 ) 2 (

de donde :

2 De la ecuación (3), ∆Vx = 0'0002 ⋅ M A ⋅

Vx M x2

MA 2 ) Mx

( TP − 1.150 + 250 ) 2

La contracción total de líquido compensada por el bebedero es : ∑ ∆Vx = 0'0002( TP − 1.150 + 250 ) 2 ⋅ M A2 ∑

V1 M 12

+

V2 M 22

+ .... +

VM 2 MM

La contracción líquida total sorbiendo líquido desde la mazarota es : 0'0002(T P − 1.150 − ( T P − 1.150 + 250 ) 2 ⋅ M A2 ∑

V1 M 12

+

V2 M 22

+ .... +

VM 2 MM

)

Si se basa el diseño en la ecuación (1), MS ≥ MM y la expansión total es :

0'035 ∑ V x = 0'035 ⋅1 = 0'035 El balance del cambio de volumen es : 0'035 = 0'0002(TP − 1.150 − ( TP − 1.150 + 250 ) 2 ⋅ M A2 ∑

V1 V V + 22 + .... + M2 ) 2 M1 M 2 MM

del que se saca el valor de MA :

T P − 1.325 MA =

( T P − 1.150 + 250 ) 2 V V V ∑ 1 + 2 + ..... + M 2 M 12 M 22 MM

(4)

Es importante señalar que la ecuación (3) indica la necesidad de temperaturas de colada significativamente más altas que 1.325 º C. Se repite que el diseño del ataque pocas veces necesita hacerse con la ecuación (4). En vez de eso, aplicar ataques tan finos como se pueda. Chequear el módulo del ataque solamente cuando esté claro que hay una pérdida excesiva de expansión. 12.3.6.- Distancia de transferencia líquida El control de presión implica el transporte de líquido en distintas distancias. Aún cuando existen numerosas referencias en la literatura sobre el

173

asunto solamente se ha reconocido recientemente que la dirección del transporte de líquido no es desde la mazarota a la pieza sino desde la pieza a la mazarota. El propósito no es suministrar líquido al último lugar que solidifica sino suministrar exceso de líquido a la mazarota para mantener presiones positivas contenibles en la cavidad de la pieza. Dependiendo de la relación módulo a distancia este transporte puede ser fácil o muy difícil. El trabajo de Heine es un excelente resumen de distancias de alimentación (perfil de presión). Este informe, que utiliza diversas fuentes literarias se presenta resumidamente en el apartado “Pasos de Diseño”. Las formas masivas (cúbicas, esferoidales) no son afectadas por la distancia de transferencia líquida. Las planchas, anillos y formas similares, por el contrario, presentan problemas a menudo. La severidad del problema es, de nuevo, proporcional a la calidad metalúrgica del hierro. El transporte de líquido es prácticamente ilimitado para el modelo B de cambio de volumen (Esta es la base del test de tendencia al rechupe descrito en el Apartado efecto de la inoculación sobre la tendencia al rechupe). Para aumentar la distancia de alimentación mejorar la calidad metalúrgica. Ver apartado 15.9.1. 12.3.7.-Pasos del Diseño Se acepta el diseño con fundición esferoidal, dando por hecho que con las demás irá mejor. Pero esto no es óbice para que la calidad metalúrgica sea lo mejor posible. Después de la más que larga introducción de los principios, la práctica del ACP va a parecer relativamente simple aunque se recomienda utilizar otros métodos si es factible. Con fundición nodular, con piezas de 13 mm de pared o más, mejor si se puede la AAD. Si el rechupe es definitivamente causado por el molde, utilizar este método. Utilizar el método para arena en verde o cáscara y con piezas de espesor mayor que 8 a 10 mm con hierro nodular. Con hierro gris pueden hacerse piezas algo más gruesas sin utilizar este método. Para la descripción de los pasos nos ayudaremos con un ejemplo.

174

Fig. 12.34.- Ejemplo de aplicación

1)

Realizar un Análisis de módulos cuidadoso utilizando las pautas del capítulo 9. Si la forma es compleja, construir un diagrama de distribución de módulos. Su aspecto sería como el ejemplo de la figura 12.34. Anotar los módulos de cada segmento.

2)

Con la figura 9.15, determinar y registrar Mt para todas las secciones gruesas y con la calidad metalúrgica media o la que se considere. La línea superior corresponde a calidades pobres y la inferior a óptimas. Anotarlos.

3)

Para designar las unidades de alimentación, cada una de las cuales llevará mazarota, hay que agrupar los segmentos adjuntos con módulo propio ≥ Mt (Módulo de transferencia, cm) y que forman una Unidad de Alimentación. En el ejemplo, los segmentos II y III así como los segmentos V y VI, son unidades de alimentación. Muy frecuentemente una pieza es una unidad de alimentación. Estas unidades de alimentación están entrelazadas por segmentos en todos sus lados cuyo módulo es más pequeño que el Mt vecino (En el ejemplo, los segmentos divisores son I y IV).

4)

Para cada unidad de alimentación el módulo significativo es el del segmento más grueso que tiene que estar libre de hinchados y porosidades en el centro térmico. (En el ejemplo se permiten porosidades en el segmento V. Por tanto, el módulo significativo MS para la unidad de alimentación II/III es 1’5 cm y para la unidad de alimentación V/VI es 1’4 cm.

175

5)

Determinar el módulo de transferencia (Mt , cm) correspondiente a cada MS para cada unidad de alimentación utilizando la figura 9.15. Esto implica el juzgar la Calidad metalúrgica. Aumentando Mt se aumenta la seguridad del diseño pero también disminuye el rendimiento.

6)

En cada unidad de alimentación el módulo de la mazarota es igual al módulo de transferencia correspondiente. MM = Mt También se muestran en la figura 12.39 los valores del módulo del cuello y de la mazarota en función del módulo significativo en este sistema de alimentación.

7)

Diseñar las mazarotas ciegas utilizando las figuras 15.10 y 15.11 con separación horizontal y la Figura 15.19 con vertical. Pueden utilizarse asimismo las demás tablas y figuras del capítulo 15, por supuesto.

Fig. 12.35.- Cálculo de los módulos de mazarota y cuello a partir del módulo significativo

8)

Diseñar cuellos cortos. Si es así, el módulo del cuello será el área dividida por la circunferencia y de valor : MC = 0’6 x Mt

176

o bien el obtenido con la gráfica de la figura 12.35. Las dimensiones son las del fondo de la entalla, si la lleva. Utilizar la figura 16.10 (o la 16.9) para la forma y tamaño 9)

En principio se puede acoplar la mazarota a cualquier segmento de una unidad de alimentación. Pero es recomendable adosarla al más grueso de la unidad. En realidad, sólo es permisible adosarlo a un segmento más delgado si el módulo del segmento que separa el más grueso (significativo) del cuello de la mazarota es igual o mayor que el Mt del significativo o más grueso El dilema que se encuentra a menudo con piezas intrincadas se ilustra en la figura 12.36, un diagrama de distribución de módulos, con casos similares vistos en el capítulo 9. El segmento nº 2 está acuñado entre dos segmentos más gruesos. ¿Es posible el control de presión a través del segmento nº 2?.

Fig. 12.36.- Diagrama distribución fraccional-módulos

La respuesta a este interrogante está en el valor de MT . Como se ve en la figura 9.15 : Calidad metalúrgica Módulo transferencia :

buena

pobre

V1

0’46

0’58

V3

0’72

0’92

Como el módulo de V2 es 0’5 cm, con calidad metalúrgica buena es posible el transporte de líquido desde el segmento 1 hasta el segmento 3 a través del 2.

177

Sin embargo, con el V3 no hay transporte posible hasta el V1 al ser 0’72 el mínimo módulo de transferencia posible frente a 0’5 cm del V2. En otras palabras, si la mazarota se adosa al segmento nº 3, el diseño es correcto, con buena calidad metalúrgica. Si se adosa al segmento nº 1 se diagnostica un rechupe en el nº 3, lo más probable como microporosidad. 10)

Los techos de todas las mazarotas deben estar en el mismo plano horizontal.

11)

Inspeccionar con la figura 15.20 el líquido de alimentación necesario y con la 15.21 el disponible. Si es necesario, aumentar la altura de las mazarotas más bajas. También se pueden utilizar las demás tablas del apartado 15.6. Si el metal de alimentación disponible basado en el cálculo del módulo es menos que el mostrado en la figura 15.18 debe agrandarse la mazarota. En ese caso la mazarota con el suficiente metal de alimentación tendrá un módulo mayor que el necesario. Esto no obstante no afecta al diseño del cuello.

12)

Atacar siempre que sea posible en el costado de la mazarota. Se apoya el utilizar una mazarota para atacar varias piezas incluso si se necesita cambiar la forma estándar. (Asegurarse de que hay suficiente metal de alimentación). El módulo del ataque no debe de exceder de 0’3 x Mt . Obtener la suficiente sección de estrangulación utilizando diversos ataques delgados, anchos y largos (Figuras 16.10 y 12.13). La longitud del ataque debe ser al menos 4 veces su espesor.

13)

Controlar la temperatura de colada de acuerdo con las gráficas del capítulo 11. Colar caliente dentro de los límites prácticos. Esto supone colar de 1.371 º C a 1.427 º C. Es importante mantener un margen cerrado de temperaturas en el proceso industrial. Se recomienda un margen máximo de ± 25 º C

14)

Ventear con generosidad y claramente a través del molde

15)

Inspeccionar la distancia de alimentación, capítulo 15 (figura 15.29 y otras). Si es necesario, adosar mazarotas adicionales. Para series largas puede olvidarse la figura 15.29 y considerarla solamente si las piezas de prueba salen defectuosas. En la figura 12.37 se ofrecen valores experimentales en función también de la calidad metalúrgica. El control de presión implica la transferencia de líquido a distancias variables. El límite depende del módulo, de la calidad metalúrgica y también, de la forma geométrica. Las formas masivas, como cubos, esferas y similares 178

no presentan problemas en este aspecto. Las barras largas son peores y las planchas son lo peor. La figura muestra distancias de alimentación desde la mazarota con relación al módulo y la calidad metalúrgica para planchas de fundición nodular.

Fig. 12.37.- Distancias de transferencia líquida en función del módulo y de la calidad metalúrgica

16)

Colar deprisa. La colada rápida minimiza las pérdidas de temperatura. Regla simple para colar deprisa : Peso de la pieza

Caudal de colada

0’5 kg

0’3 kg/seg

5 kg

1’3 kg/seg

45 kg

4’5 kg/seg

179

12.3.8.- Comentarios adicionales sobre la ACP. *

Localización del defecto de rechupe Las mazarotas llevan normalmente en su techo un cono o cuña, incluso un machito para mantener contacto continuo con la atmósfera exterior mientras se suministra hierro a la pieza. Con frecuencia, los fundidores de hierro nodular o de hierro gris están confundidos por el hecho de que aparece rechupe en la mazarota pero en su parte superior, no bajo el cono o cuña donde la arena está rodeada por un gran masa de hierro. Un caso típico se muestra en la figura 12.38.

Fig. 12.38.- Defecto de rechupe en la parte superior de la mazarota de control de presión

Tal localización del rechupe en la mazarota es muy típica del ACP. En el ejemplo dado el módulo de la mazarota era mucho mayor que el de la pieza. Como resultado, la expansión en la mazarota empezó justo cuando la pieza se solidificó completamente. El hueco creado por la contracción se creó en el techo el cual, recibió durante el rellenado las corrientes más cálidas. los rechupes secundarios se formaron mucho más tarde y están contenidos en el centro térmico de la mazarota. *

Una cuestión que se ha planteado muchas veces “Si la ACP es simplemente crear un hueco, rellenarlo y crear una presión parcial, ¿por qué usar mazarota?. ¿Por qué no crear el hueco en la pieza?. Luego se rellenará.” La cuestión es lógica y el método puede proporcionar piezas sanas dentro de un estrecho margen de geometrías. Usar una mazarota es básicamente lo mismo que cambiar el módulo y la distribución de temperaturas con el fin de mejorar el mecanismo de “crear huecorellenar parcialmente”. El techo de la mazarota está en un punto más alto que la pieza y con frecuencia se ataca por ella. Como resultado, contiene el hierro más caliente. Su forma se diseña para evitar que el techo solidifique . Incluso si está parcialmente vacía., el calor radiado desde el líquido mantiene la arena caliente. Esto no es el caso para una superficie superior plana. El calor extraído por el molde enfriaría la parte hueca de la pieza sin mazarota más rápido que lo que lo hace en la mazarota. En realidad la expresión enfriaría hay que cambiarla por enfría, viendo la figura 12.39.

180

Fig. 12.39.- Espiral de hierro exudado por el cuerpo de la pieza en expansión en un esfuerzo por rellenar la cavidad de la contracción primaria

Aquí hay una clara evidencia de que al comienzo de la expansión la pieza intentó rellenar el hueco. El corro de retorno, sin embargo, solidifica y bloquea el camino para la entrada de más líquido. Otro fenómeno, la propia expansión del molde agrava las condiciones al crear una demanda repentina de alimentación de metal a los pocos segundos de haber completado la colada. El intento del sistema de rellenar el hueco puede observarse también en los techos de las mazarotas, especialmente en hierro gris que es mejor conductor del calor que el nodular. Ver figura 12.40.

Fig. 12.40.- Señal de rellenado incompleto da la cavidad primaria (líquido) en una mazarota de hierro gris y su sección

12.3.9.- Ejemplos de realizaciones POLEA La polea de la figura se alimentó con la técnica de ACP. Tenía una simple mazarota ciega con un módulo 1’15 veces el módulo de la sección adjunta. El módulo de la sección más gruesa de la pieza era 0’76 cm.

181

Fig. 12.41.- Defecto de porosidad causado por excesiva distancia de alimentación y detalle

La fundición no siguió completamente los consejos dados para la calidad metalúrgica. como resultado. la pieza solamente estaba sana a 100 mm del cuello de la mazarota. El resto contenía una pequeña porosidad junto al testigo clásico : hinchado. La distancia de transferencia líquida para el módulo dado indica calidad metalúrgica promedio. Es sencillo entender pues que el número de mazarotas necesaria para una pieza cualquiera depende de : 1. Distribución de módulos 2. Calidad metalúrgica Una calidad metalúrgica alta ayuda a disminuir el nº de mazarotas al alargar la distancia de alimentación (al disminuir la razón MT / MS necesaria).

Fig. 12.42.- Posiblemente Control de Presión sin mazarota

182

En el caso de la figura 12.42 es posible que funcione el ACP sin mazarota. La pieza, moldeada en arena en verde, pide claramente el ACP. E, incluso sin mazarota, estaba sana externa e internamente. Hay que añadir que la calidad del nodular era excepcional. PLACA

Fig. 12.43.- Ejemplo de AAD

Material GGG 60, peso pieza 6’7 kg, peso colado 12’0 kg (56 %); material del molde, arena en verde; Ms = 0’90 cm; módulo A/A = 0’8 cm; f= 0’85; MC = 0’77 cm; cuello caliente de mazarota 31/31 mm; MM = 0’92 cm; mazarota de 45 mm de diámetro; tiempo de colada 7 segundos; temperatura de colada 1.390 º C, mínima; sección del ataque 3 cm2 . ROTOR

Fig. 12.44.- Ejemplo de AAD

Material GGG 40.3; peso pieza 26 kg; peso colada 45’6 kg (58 %); molde de arena en verde; Ms = 1’90 cm; módulo A/A = 1’30 cm; módulo B/B = 1’25; f = 0’60; MC = 1’14; cuello de la mazarota =45/45 mm; MM = 1’37 cm; mazarota =70 mm diámetro; temperatura de colada mínima 1.400 º C; tiempo de colada 11 segundos; sección de ataque 6’5 cm2

183

POLEA

Fig. 12.45.- Ejemplo de AAD

Material GGG 40; peso de pieza 40 kg; peso colada 65 kg (62 %); material molde arena en verde; Ms = 1’0 cm; módulo A/A = 0’70; f = 0’80; MC = 0’80 cm; cuello mazarota = 32/32 mm; MM = 0’96 cm; mazarota de 70 mm de diámetro; tiempo de colada 12 seg. ; temperatura de colada, 1.400 º C mínimo; sección del ataque 6 cm2 . BUJE RUEDA

184

Fig. 12.46.- Placa, diseño y piezas en AAD

Material GGG 40; peso pieza 5’8 + 5’8 kg; peso colado 19 kg (61 %); Ms = 1 cm; MR = 0’8 cm; mazarota, 50 mm de diámetro; X = 4’6 cm; MC = 0’66 cm; cuello mazarota 40 x 20 mm; temperatura de colada 1.370-1.420 º C; sección de colada 2’64 cm2 ;sección de la bajada 4’5 cm2 . La figura 12.47 es un ejemplo clásico del ACP. El ataque, aunque no se ve bien, es de 4 mm de espesor aproximadamente y ataca en la mazarota. El módulo de la mazarota se eligió en plan conservador (mucho mayor que el de la sección adjunta). Esto se evidencia por el hecho de que el cuerpo de la mazarota está aún líquido después de haber completado su función. De ahí el pequeño rechupe pero sin caverna o pipa.

185

Fig. 12.47.- Ejemplo clásico de diseño de ACP

La figura 12.48 muestra el ACP utilizado con tratamiento Inmold. Obsérvese que las mazarotas están completamente libres de rechupe así como las piezas de seguridad.

Fig. 12.48.- Sin defectos ni en piezas ni en mazarotas

Las figuras 12.49 y 12.50 muestran un caso típico de “antes” y después” con una mejora del rendimiento desde el 34 % al 48 %. Se reemplazaron tres mazarotas por una y más pequeña.

Fig. 12.49.- Foto “antes” de aplicar el ACP

186

Fig. 12.50.- Foto “después”. Aumento del rendimiento en un 34 a 48 %.

La mejora fue posible mejorando la calidad metalúrgica, lo que permitió una mayor distancia de alimentación. *

Defectos

Si las mazarotas salen como las de la figura 12.51 hay una gran probabilidad de que sean mínimos los rechazos por rechupe.

Fig. 12.51.- Mazarotas bien diseñadas en ACP

Como el control de presión de la mazarota exige para ser funcional (permeable por el líquido) más tiempo que la duración de la contracción líquida, los defectos debidos a ésta (p. ej., depresiones o agujeros), no se encuentran prácticamente nunca Con mucho, la causa más común de rechupes es el uso de mazarotas abiertas. Si tanto la mazarota como el cuello son permeables hasta el final de la expansión, se invierte toda la expansión en transferir líquido a la mazarota y la contracción secundaria dará algún tipo de rechupe, normalmente en forma de porosidad, como se ve en la figura 12.52, cambiando a mazarota cerrada se elimina el problema a menudo.

187

Fig. 12.52.- Porosidad debida al uso de mazarotas abiertas.

La figura 12.53.es un ejemplo de solidificación prematura de la mazarota. Hay una caverna o pipa profunda en la mazarota, similar a la de la figura 12.54. Esto es siempre un signo de peligro. Las presiones de expansión deforman el molde y causan rechupes. En el caso de la figura 12.53 esto ocurre en el “punto caliente” cerca de la mazarota. Solución : aumentar tanto la mazarota como el cuello.

Fig. 12.53.- Rechupe secundario por tener la mazarota un módulo más pequeño del necesario en ACP

Fig. 12.54.- Configuración típica de rechupe debido a mazarota con módulo más pequeño del necesario

La vista de una mazarota sana normalmente supone pieza sana. Pero no siempre. las mazarotas de la pieza de la figura 12.55 estaban sanas pero la pieza exhibe un hinchado notorio y rechupes. en los cuellos, puntos calientes otra vez. Un examen posterior reveló que el módulo del ataque casi igualaba al del cuello y permaneció líquido durante excesivo tiempo. El bebedero suministró metal evitando la formación de huecos en las mazarotas. cuando los

188

ataques solidificaron no había sitio para el hierro de retorno y como consecuencia tuvo lugar una severa deformación del molde.

Fig. 12.55.- Rechupe secundario causado por un módulo del ataque demasiado grande (las mazarotas estaban llenas y aún así, hubo deformación del molde)

El remedio, disminuir el módulo del ataque lo más posible. 12.4.- Fundiciones parcialmente carburídicas 12.4.1.- Generalidades Los fundidores no suelen fabricar piezas de fundición que, además del grafito, contengan deliberadamente cementita o carburo de hierro (Fe3C). Una excepción es el grupo de las altamente aleadas, grupo de fundiciones austeníticas más conocidas por el nombre comercial usado comúnmente : NiResist laminar y Ni-Resist esferoidal. Es probable que aparezcan pronto en las especificaciones las fundiciones Ni-Resist con grafito compacto. La mayor parte de estas aleaciones resistentes a la corrosión, abrasión y al calor, contienen de 1’0 a un 5’5 % de cromo el cual convierte la estructura en parcialmente carburídica. La secuencia de la solidificación en el tiempo es que el grafito aparece primero mientras que los carburos se forman en el último hierro en solidificar. En la medida en que exista un gradiente de temperatura el líquido vecino alimenta y compensa fácilmente la considerablemente amplia contracción secundaria mientras drena metal desde la mazarota. El problema potencial es en el centro térmico en el que el gradiente de temperaturas es casi nulo y la transferencia de líquido desde la mazarota hasta allí ya no es posible. Si la presión del líquido es cercana a la atmosférica al comienzo, la contracción secundaria dará lugar a un defecto de rechupe. El fallo puede adaptar la forma de microporosidad pero lo más común es que sea un gran agujero(s). A más común la práctica de dirigir los esfuerzos hacia la solidificación dirigida, incluso con el uso de enfriaderos, así serán los defectos. Raramente las geometrías requeridas y las propiedades del material (la morfología de la solidificación, p. ej. ), favorecen el éxito de la alimentación convencional. La alimentación Aplicada es posible gracias a que, después de todo, una relativamente gran cantidad de grafito está aún presente en la estructura. Las formaciones de grafito tienen prioridad a las de carburos y, en consecuencia, la expansión sigue a la contracción líquida y precede a la contracción secundaria.

189

En la medida en que el aumento de volumen está en exceso de la contracción secundaria, es factible la diversa gama de alimentación aplicada. Mientras es posible, es muy importante salvaguardar la expansión. Los controles precisos para este fin son más exigentes que los necesarios con la variedad de fundiciones libres de carburos. Tales controles son : •

Utilización de moldes rígidos con preferencia a los de arena en verde.

•

Las variaciones de temperatura de colada no son críticas pero sin olvidar que los hierros austeníticos solidifican a temperaturas de alrededor de 85 ºC más altas que las de los no aleados y esta diferencia debe sumarse a las temperaturas de colada recomendadas en el capítulo 9.

•

Mantener el carbono equivalente cerca del eutéctico (4’3) calculado según la fórmula de Schelleng : C. E. = % C + 0’33 x % Si + 0’047 x % Ni – 0’0055 x % Ni x % Si

•

Mantener Mn y Cr cerca del valor inferior de la escala permitida y el Si cerca del superior.

•

Una buena inoculación con un 0’7 % de inoculante de la calidad adecuada.

•

Si es inevitable el uso de arena en verde, sigue siendo necesario el control de presión pero la pérdida deliberada de expansión debe reducirse controlando la temperatura de colada. La temperatura óptima sería : 1.400 + 85 – 40 = 1.445 º C

Todos los controles necesarios en la práctica de la solidificación aplicada son igualmente importantes. Para todas las aplicaciones de alimentación aplicada las mazarotas deben de ser cerradas (ciegas) y los vientos deben atravesar el molde claramente en la parte superior. Como no está registrado ningún caso de alimentación sin mazarota, es más seguro no experimentar con ello, pero, si se hace, utilizar las temperaturas del capítulo 11 más 85 º C. Lo mismo sirve para Alimentación con el bebedero. El Control de Presión con arena en verde es para utilizarlo con módulos por encima del límite especificado para Fundición Compacta (0’5 cm).

190

12.4.2.- Diseño del Sistema de Alimentación para piezas Parcialmente Carburídicas (Ni-Resist) de fundición gris, CG y SG 1. Análisis del módulo. Ver Capítulo 9. Para piezas complejas construir el diagrama de distribución de módulos. A.- MOLDE RIGIDO

2. Seleccionar el módulo representativo (Mr ) para cada unidad de alimentación. 3. Utilizando el diagrama 9.14, determinar el módulo de transferencia líquida (Mtr , cm) para 1.350 º C. 4. Especificar y hacer cumplir el margen de temperaturas de colada, 1.435 ± 25 º C. 5. El módulo de la mazarota es igual al módulo de transferencia líquida (Mtr) 6. Si el cuello es corto, su módulo MC = 0’6 x Mtr 7. Utilizando el diagrama 15.21 determinar la disponibilidad de líquido de alimentación. Si es menos de un 4 % del peso de la pieza y las mazarotas aumentar la altura de las mazarotas. 8. Atacar bien en las mazarotas, bien en las piezas o en ambos. Con esto, está el diseño del sistema de alimentación completado para moldes RIGIDOS. B

MOLDE DEBIL

2 Seleccionar el módulo significativo para cada unidad de alimentación (MS). 3 Utilizando el diagrama 9.15 seleccionar el módulo de transferencia, (Mt), para cada unidad de alimentación. 4 El módulo de la mazarota es igual al módulo de transferencia líquida (Mt). 5 Asegurarse que todos los techos de las mazarotas están en el mismo plano. 6 El módulo del cuello = 0’6 x Mt si el cuello es corto. Ver Cuellos de mazarota. Para las dimensiones de la sección del fondo de la cuña pueden sacarse de la figura 16.10. 7 Especificar y hacer cumplir el margen de temperaturas de colada, 1.435 ± 25 º C.

191

8 Utilizando el diagrama 15.21 determinar la disponibilidad de líquido de alimentación. Si es menos de un 4 % del peso de la pieza y las mazarotas aumentar la altura de las mazarotas. 9 Utilizar ataques delgados y anchos. Módulo del ataque = 0’3 x Mt máximo. 10 Dar vientos con generosidad, a través del molde superior claramente. 11 Con la ayuda de la figura 15.29 inspeccionar la distancia de alimentación. Este diagrama es conservador y puede no tenerse en cuenta en series largas, estableciendo la distancia necesaria entre mazarotas experimentalmente. Con esto está diseño del sistema de alimentación completado para moldes BLANDOS. 12.4.3.- Comentarios sobre la Alimentación de Ni-Resist, laminar y nodular Según Torkingtion, principales características : *

Excepto dos grados, no muy populares, los hierros nodulares austeníticos siempre tienen carburos estables

*

Hay presente mucho menos carbono que en los no aleados

*

Como consecuencia, los hierros austeníticos y especialmente los nodulares requieren no sólo mayor volumen de mazarotas sino mazarotas de mayor módulo y colocadas de forma de dirigir el proceso de solidificación

*

Además, la necesidad de solidificación directa conlleva el frecuente uso de enfriaderos así como insertos de arena de cromita o circonia.

Karsay no critica esto pero no es el grafito la primera causa de la expansión. Sobre esta base está justificada una investigación más a fondo de lo que realmente sucede. Veamos un ejemplo, figura 12.56 :

192

Fig. 12.56.- Pieza sana de hierro austenítico

El plano de partición se ve vertical pero era horizontal durante la colada. Esto significa que las secciones gruesas aisladas de la parte superior estaban duplicadas en la inferior. Se mazarotaron todas las secciones aisladas accesibles con mazarotas techo. Esto supuso utilizar seis mazarotas calientes de 200 mm de diámetro más seis mazarotas techo de 90 mm. Aunque el sistema podría haber funcionado con una solidificación más o menos dirigida hacia las mazarotas en el techo, esto era imposible en la parte inferior (No se empleó ningún tipo de enfriadero). Se respetó un regla escrupulosamente : todas las mazarotas eran ciegas con vientos hacia el exterior en la parte superior de solamente 20 mm de diámetro. La composición química : C : 2’56 %

Mn : 0’80 % Si : 1’87 %

Cr : 1’76 %

Las piezas eran buenas. Parece razonable deducir que no ha habido solidificación dirigida hacia la mazarota en la parte inferior. Esto apoya la idea de que la expansión juega un papel más importante en la solidificación de hierros austeníticos de lo que se piensa. Hay que investigar más.

193

13.- ANÁLISIS DE LA FORMA POR LAS SECCIONES Y FIGURAS DE REFERENCIA. MÉTODO CTIF 13.1.- Método simplificado para la determinación de las dimensiones de las mazarotas mediante el empleo de un calculador (Ver 9.10 y 10.3) Este centro, el CTIF, propone dos métodos de cálculo de la mazarota, uno simple para formas de pieza simples, y otro más complejo para piezas complejas. El método sencillo y práctico tiene por objetivo evitar los cálculos y calcula el diámetro de una mazarota cilíndrica de altura 1’5 veces el diámetro. Para ello se utiliza un disco calculador que ellos proporcionan en función de las tres dimensiones principales de la pieza a mazarotar. 13.1.1.- Caso de piezas de forma prismática Así pues, si tenemos una pieza de forma prismática, sus tres dimensiones pueden ser a, b y x. Tendrá necesariamente una cara, llamada “cara de alimentación” cuyo centro geométrico es el más cercano al cuello de la mazarota de los de las distintas caras. Para aplicar correctamente el método conviene designar con a la longitud y con b la anchura de esta cara de alimentación, sombreada en los esquemas de la figura 13.1. La dimensión x es la perpendicular a esta cara y está en el sentido general de la alimentación.

Figura 13.1.- Cara de alimentación a b y la dimensión x.

El calculador tiene un disco giratorio que va sobre otro fijo. Para utilizarlo se coloca el valor x, graduado en el disco móvil, enfrente del valor a del disco fijo; el valor del diámetro D se lee en frente del valor b (figura 13.2) El dispositivo permite calcular las dimensiones de las mazarotas de formas diversas así como su volumen en la otra cara, en base a un coeficiente de proporcionalidad.

194

Figura 13.2. Vista parcial del calculador del CTIF

Obsérvese que hay una correspondencia rigurosa entre el módulo geométrico de un cilindro y el de un paralelepípedo o prisma circunscrito al cilindro (figura 13.3) El método es pues aplicable a cilindros macizos así como a barras prismáticas. Para cálculos rápidos se puede asimilar un pieza maciza de cualquier forma al prisma exinscrito más vecino al que se referirá directamente para calcular las mazarotas.

Fig. 13.3.- Paralelepípedos exinscritos

195

También es aplicable el método a cilindros huecos cuyo espesor e no es demasiado grande respecto al diámetro d: en efecto, se pueden considerar como un placa o una barra del mismo espesor e pero una de las dimensiones es infinita. Con la pieza de la figura 13.4, se tiene : b = e; a = ∞

Figura 13.4.- Caso de un cilindro hueco en el que una dimensión, a se considera como infinita para el cálculo del diámetro de la mazarota.

13.1.2.- Particularidades del método El calculador se ha construido de forma que el módulo de la mazarota es proporcional al de la pieza de forma que éste, el de la pieza, es la relación de su volumen al de la superficie disminuida en la cara de alimentación. Este cálculo da un margen de seguridad del orden de un 5 a un 10 % e incluso hasta un 30 % en algunos casos particulares. 13.2.- Método elaborado por análisis de la forma de la pieza (piezas de forma compleja) Para piezas de formas complejas hay un método, más preciso y algo más complejo que tiene por fin transformar la forma compleja en una placa equivalente que no es otra cosa que un paralelepípedo con dos dimensiones infinitas (ver 9.10). Esta operación se denomina Análisis de la forma. En el estudio sobre el plano toda pieza de forma compleja se puede descomponer en una yustaposición de elementos de forma geométrica simple con sus uniones. Los elementos de formas planas son reemplazados inmediatamente por su placa equivalente. Los que presentan curvaturas, se trasladan al caso de formas planas con un coeficiente correctivo de la forma. En cuanto a las uniones se transportan al espesor de una de las partes corregida con un coeficiente apropiado al tipo de unión tratado.

196

13.2.1.- Fines del Análisis de la Forma Los fines son los siguientes : a)

Determinar el orden de solidificación natural de las distintas partes de la pieza

b)

Corregir este orden de solidificación actuando sobre el trazado o con enfriaderos

c)

Decidir, en función del grado de sanidad necesario, las partes que deben ser alimentadas por mazarotas.

Estas partes son en principio los puntos calientes accesibles. Los no accesibles serán despreciados voluntariamente o transformados en “puntos fríos” con materiales apropiados. 13.2.2.- Determinación de la Placa Equivalente Recordemos el concepto de Placa Equivalente. Sea un elemento de pieza A, figura 13.5, representada por un paralelepípedo exinscrito de dimensiones a, x y b y la mazarota correspondiente de diámetro D.

Figura 13.5.- Determinación de la placa equivalente.

Siempre es factible partiendo de esta misma mazarota hacerle corresponder no importa cuál, otro paralelepípedo E que se considere que tiene el mismo tiempo de solidificación.

197

Para efectuar esta operación, es suficiente utilizar el calculador en sentido inverso. En particular, si este prisma E es tal que dos de sus dimensiones : a=x=∞ se obtendrá entonces una b finita que no es otra que el espesor e’ de la placa equivalente al paralelepípedo A. En el plano práctico se aconseja anotar los valores de esta forma : hacer coincidir : a = x = ∞

a= X=

⇒ Anotar D ⇒

anotar a la dercha de D

b=

el valor b = e’

Segmento

mazarota

placa

Paralelepipédico

del segmento

equivalente

Para el análisis de un elemento de pieza se utiliza siempre una sección de corte como cara de alimentación. Como no se trata siempre de una cara de alimentación auténtica, la denominaremos sección de referencia. Las dimensiones a o x están perfectamente determinadas cuando abocan a una extremidad de pieza real, en contacto con la arena por lo tanto. Si se trata por el contrario de un elemento A separado en una pieza por necesidades de análisis (figura 13.6), no se puede hablar de extremidades de este elemento apropiadamente. Las secciones de separación no cambian calor con el molde. Las dimensiones a o x que abocan allí deben considerarse ser de valor infinito. Es el caso de toda parte de pieza de forma de figura de revolución.

Figura 13.6.- Ejemplo de un elemento A de pieza a tratar como si no tuviese extremidades refrigerantes

198

De ahí la regla a tener siempre en cuenta : toda dimensión a o x abocando a una sección distinta de una extremidad de pieza real tiene por valor infinito. Hay que seguir ciertas normas para la separación de las piezas en elementos y a veces se pueden simplificar los pasos. Hagamos un examen de los principales casos de figuras. 13.2.3.- Figuras de referencia macizas Para este tipo de figuras se busca el paralelepípedo rectángulo exinscrito de menor volumen, es decir, la caja de embalaje paralepipédica más pequeña que pueda contenerla. Si se trata de elementos de pieza alargados de sección constante o variable muy progresivamente, el problema puede tratarse localmente o de segmento en segmento próximos trabajando sobre la sección; el rectángulo exinscrito a la sección reemplaza localmente un pedazo de paralelepípedo exinscrito. Las superficies cóncavas (con entrada) de gran radio de curvatura pueden enderezarse y considerarse como planas siempre que se cumpla la condición : d diámetro int erior = ≥4 e' espesor de la placa equivalente

En este caso el coeficiente de forma ω es igual a la unidad (figura 9.28) a) Placas mixtas (figura 13.7)

199

Fig. 13.7.- Placas mixtas de longitud y anchura superiores o iguales a 5 veces el espesor

Cuando el espesor de la placa delgada B es inferior o igual a un tercio del espesor de la placa A, la primera no tiene influencia sobre el tiempo de solidificación de la segunda. Esta puede considerarse térmicamente independiente. Puede razonarse con la placa A como si la B no existiese. En los demás casos la influencia de la placa B va en el sentido de aumentar el tiempo de solidificación de la placa A. En ese caso se razona considerando la envoltura paralelepípeda de los dos elementos, siendo la aproximación así realizada por exceso.

200

b) Alerón de turbina o pala de hélice (figura 13.8)

Fig. 13.8.- Alabe de turbina o aleta de hélice

No se tiene en cuenta la curvatura general de estas formas de manera que su perfil puede enderezarse como si una de las caras grandes de la pieza fuese plana. La parte afilada, borde de escape, puede cortarse según las indicaciones de la figura a semejanza de las placas mixtas. La definición de la placa equivalente de espesor e’ no tiene entonces ningún problema. c) Piezas de sección constante o progresivamente variable Examinemos el efecto de extremidad de una placa a partir de una de sus secciones ab distante x de su extremidad (figura 13.9-A)

201

Fig. 13.9.- Estudio de la solidificación de una aleta de hélice

Imaginemos que este elemento de longitud x está separado de la placa y que se va a mazarotar por la cara ab. Conociendo sus dimensiones x, a y b podemos determinar una placa equivalente de espesor e’ que le corresponde. En realidad este elemento no se alimenta por ab; ésta no es una cara de alimentación sino una sección de referencia. Si repetimos esta operación para una serie de secciones de referencia ab paralelas y situadas a distancias variables x1, x2, x3, del extremo, obtendremos una serie de espesores de placas equivalentes e’1, e’2 , e’3, que pueden plasmarse sobre un diagrama representando la solidificación en la sección mediana longitudinal de la placa (figura 13.9-A, corte mm). Sí es cierto que, razonando así, es decir, sin tener en cuenta el coeficiente de forma, hacemos una aproximación por exceso; pero esta aproximación no es excesiva más que cuando se sitúa muy cerca de la

202

extremidad (es del orden del 10 % cuando x = b/2 pero no es más que el 5 % cuando x = b). O no se lleva el análisis hasta los extremos de las piezas. Por ejemplo, para estudiar el caso de una aleta de hélice, es suficiente con proceder con una serie de cortes perpendiculares al sentido general de alimentación esperado (Figura 13.9-B). Estos cortes se simplifican asimilándolos a sus rectángulos exinscritos que constituyen las secciones de referencia. Operando así se obtiene el diagrama de solidificación buscado para la placa (Figura 13.9-B, corte XX’). Es además remarcable que, dado el trazado aerodinámico de estas aletas, se llega a un diagrama de solidificación que evidencia una pendiente vecina a la de autoalimentación y las aletas de este tipo salen sanas si se mazarota el patín convenientemente. 13.2.4.- Figuras de referencia huecas a) Cilindros huecos y largos, (figura 13.10-A y B)

203

Fig. 13.10.- a) y b) : Cilindros huecos y largos : L > 10 e. Espesor real e a considerar como vecino del espesor equivalente e’. C) Coronas y cilindros cortos

Se asimilan a cilindros de longitud infinita cuando su largura es superior a 10 veces el espesor. Cuando se trata con piezas de este tipo en las que el espesor es muy cercano al de su propia placa equivalente, es suficiente simplemente el verificar los efectos del macho en un cilindro considerando la relación d/e. Si es mayor o igual a 4, el efecto de curvatura es despreciable y el coeficiente ω está muy cerca de la unidad . Si d/e es <4 hay un efecto debido a la curvatura del macho que puede actuar en el sentido de una aceleración o bien de un retardamiento de la solidificación que hay que tener en cuenta. La línea de la última solidificación se decala hacia el centro térmico. Hechas estas operaciones, el cuerpo puede considerarse como una placa desarrollada sobre un plano con la condición de dar a la dimensión correspondiente al perímetro medio una longitud infinita. b)

Coronas y cilindros cortos (Figura 13.10-C) 204

Para este caso hay que reemplazar previamente la sección real de la pieza por la placa equivalente, procediendo como se indica en la figura 13.10, y a continuación proceder como con los cilindros largos. Carcasa de máquina herramienta (figura 13.11)

Fig. 13.11.- Chasis de una máquina herramienta

En este caso particular la placa equivalente se confunde con la carcasa en sí misma. Las otras paredes se consideran infinitas 13.2.5.- Figuras de referencia de uniones y núcleos a) Uniones de elementos planos en ángulo recto Los coeficientes correctores de forma ω de la figura 9.26 solamente son aplicables a elementos planos de longitud y anchura infinitamente grandes. Por lo tanto, conviene transformar la forma real de dimensiones limitadas en una unión de placas equivalentes. Tomemos por ejemplo una esquina o cantón cuya forma es en L (figura 13.12)

205

Fig. 13.12.- Esquina : unión en forma de L. Trazado de las placas equivalentes.

El punto de unión se trata como si se excluyese cada uno de los elementos A y B y se tratan como si hubiese una mazarota en ese punto. A partir de una sección de referencia, se considera aisladamente los elementos A y B a los que se sustituye por sus placas equivalentes, trazadas con trazos discontinuos con espesor e’A en lugar de eA y e’B en lugar de eB. Se pueden presentar dos casos : Si e’B > 0’75 e’A , hay punto caliente en la unión y el elemento B tiene una acción de recalentamiento Si e’B < 0’75 e’A , el elemento B tiene una acción de enfriamiento en la unión. La placa equivalente del punto de unión está dada por la relación : e’R = ω . e’B , con e’B > e’A o bien, e’R = ω . e’A , con e’B < e’A Se puede representar una placa equivalente ventajosamente trazando su círculo equivalente (Figuras 13.13 a y 13.13 b)

206

Fig. 13.13-a.- Representación por los círculos equivalentes. Uniones en forma de T de elementos planos infinitos en dos direcciones.

207

Fig. 13.13-b.- Representación por los círculos equivalentes. Uniones en forma de L y de cruz de elementos planos infinitos en dos direcciones.

cuyo diámetro es igual al espesor de la placa. El círculo de mayor diámetro da el punto último en solidificar.

208

b) Caso particular de una brida en un extremo (figura 13.14 )

Fig. 13.14.- Brida de extremo de pared plana, curva o circular

209

Esta forma en L con una rama abatida es un caso particular de unión que hay que considerar cada vez que la altura h de la brida con respecto a la pared sobre la que se apoya es inferior o igual a su anchura l. Si se da esta condición, no se aplica el razonamiento propio de la unión en L. A partir de las disposiciones de la figura 13.14 la sección de referencia se confundirá con el plano mediano o se decalará hacia la unión según la relación de espesores de la placas equivalentes de la brida y la pared. Esta podrá ser plana, curva o circular. c) Cilindro o prisma sobre una placa ( figura 13.15)

210

Fig. 13.15.- Cilindro o prisma sobre una placa

Localmente este caso puede llevarse al caso de unión en forma de T reemplazando el cilindro o prisma por su placa equivalente perpendicular a la placa de base trazada en trazos mixtos en la figura 13.15. Es preciso, no obstante, que la altura h del apéndice sea más grande que la mitad de su anchura, l; si no, se trataría del caso siguiente d) Regrueso sobre una placa (figura 13.16) 211

Fig. 13.16.- Regrueso sobre placa

Se pueden presentar tres tipos de moyú. Con los dos primeros casos se recurre a una placa equivalente paralela a la placa base. La disposición de las

212

secciones de referencia así como el razonamiento a seguir se indican en la citada figura 13.16. El tercer caso es a tratar como el prisma en forma de T de un prisma sobre una placa, caso anterior (figura 13.15) 13.3.- Ejemplos de aplicación del Análisis de la forma por las secciones y figuras de referencia 13.3.1.- Definición de la sección de referencia Es la sección delimitando un elemento de pieza del que se busca determinar la placa equivalente. Esta sección no será otra que la cara de alimentación de este elemento, considerado aislado, si se fuese a mazarotar por esa sección. 13.3.2.- Ejemplos aplicados a partir de las “figuras de referencia” Acabamos de examinar los principales casos tipo de formas a las que se hará referencia para cortar una pieza sobre un plano. Es pues sobre estas “figuras de referencia” establecidas en base a resultados experimentales que se establecerá la aplicación a casos concretos. 13.3.3.- Marcha a seguir para el análisis de la forma de una pieza 1) Considerar los diferentes cortes de la pieza en bruto, es decir, con todas las creces de mecanizado trazadas. 2) Descomponer la pieza en elementos simples y en uniones de elementos con ángulos rectos 3) Utilizar si es necesario los recursos a paralelepípedos o rectángulos exinscritos 4) Determinar las placas equivalentes de los elementos intermedios 5) Corregir los espesores e’ de las placas equivalentes de paredes curvas cóncavas dándoles el valor : e’’ = ω.e’ de acuerdo a la Figura 9.28. En este estado del análisis todas las paredes pueden pues considerarse como si fuesen planas. 6) Evaluar los puntos de unión con la ayuda del coeficiente ω extraído de las figuras 9.26 y 9.27. Se dispone así de todos los valores numéricos para trazar el diagrama térmico de la pieza considerada sin las mazarotas. Puede corregirse eventualmente este diagrama modificando algunos trazados. Ciertas partes de la pieza que no presenten ningún problema especial de sanidad pueden eliminarse. Por el contrario, deben tratarse las otras partes de la pieza :

213

-

enfriando aquellas que sean difícilmente accesibles con mazarotas

-

mazarotando las otras

Es evidente que cada punto caliente necesita una mazarota lo que determina un primer número para una pieza dada; en ciertos casos, partes intermedias necesitan un número complementario. Todas las mazarotas se determinan por aplicación de las tres reglas. 13.3.4.- Las tres reglas del mazarotaje a)

Regla de los módulos de enfriamiento

Las dimensiones de cada mazarota se determinan de forma que el diámetro de la mazarota de referencia, relación altura/ diámetro 1’5, depende del espesor de la placa equivalente a la que está unida según la relación : D0 = e' × k con k = 2’8 a 3 en el caso de una mazarota lateral (Figura 13.17)

214

Figura 13.17.- Sentido de alimentación mazarotas a tope y en canto

con k = 3 a 3’6 con una mazarota colocada en el canto (Fig. 13.17) con k = 3’6 a 4’3 en el caso de una mazarota dispuesta en el centro de la plancha (Fig. 13.18)

215

Figura 13.18.- Sentido de alimentación con mazarotas en el centro de la plancha

Los valores del cuello se verán en el capítulo correspondiente b)

Regla de los radios de acción. Se verá en el capítulo dedicado a las mazarotas.

En resumen, cada pieza a alimentar se descompone en base a la noción de radio de acción en un nº de elementos tales que cada uno pueda ser alimentado por una mazarota. Esta regla se reduce a controlar que las distancias alimentables ∆ contadas a partir de los bordes de la mazarota verifican una de las siguientes desigualdades . ∆ ≤ A ; ∆ ≤ A + E ; ∆ ≤ A + E + E’

216

Todo punto caliente cuyo espesor de la placa equivalente sea al menos igual a 1’2 veces el espesor de las placas de las partes adyacentes puede y debe ser considerado como mazarota de estas partes adyacentes. c)

Regla de las contracciones

Finalmente se verifica que el volumen VM de una o varias de las mazarotas es mayor que el volumen de la contracción global técnica R.VP de cada parte de la pieza interesada de volumen VP, multiplicado por un coeficiente k’ ligado al rendimiento de la mazarota :

VM > k '⋅R ⋅ VP Los valores de R se vieron en la tabla de la figura 6.3 K’ es del orden de 6 para mazarotas ordinarias K’ es del orden de 4 para mazarotas con cobertura exotérmica o aislante K’ es del orden de 2 para mazarotas con manguitos exotérmicos o aislantes

217

13.3.5.- Ejemplos de aplicación Ejemplo nº 1.- Ejemplo de aplicación con placas mixtas y unión en forma de L (de acuerdo a la figura 13.7) 1.- Verificación de la influencia del elemento B sobre el elemento A

Figura 13.19.- Ejemplo nº 1

El elemento A no tiene una longitud L = x ≥ 5 veces su espesor e = b. Es preciso transformarlo en una placa equivalente de espesor e’ < e a=∞ A

x = 5’5 cm b = 2 cm

a=∞ D0 = 5’1

x=∞ b = eA = 1’7 (*)

Relación de espesores e’ e' B 5 e' = = 0'29 o sea, e'B < A e' A 17 3

El elemento B no tiene pues influencia sobre el tiempo de solidificación del elemento A. Se procederá como si el elemento B no existiese.

218

2.- Unión R en forma de L Relación de espesores :

e'C (el menos grueso) 15 = = 0'88 e' A (el más grueso) 17

A partir de este valor se obtiene en la curva valor del coeficiente de forma ω = 1’06

de la figura 9.26 el

Placa equivalente a la unión R : e’R = e’A x ω = 17 x 1’06 ≅ 18 mm (*) valor calculado a priori por defecto puesto que no se sabe aún si el elemento B tiene una influencia sobre el tiempo de solidificación del elemento A.

219

Ejemplo nº 2.- Ejemplo de aplicación con placas mixtas ( de acuerdo a la figura 13.7)

Figura 13.20.- Ejemplo nº 2

Los elementos A y B no tienen una longitud x ≥ 5 veces su espesor e. En una primera operación, transformamos B en una placa equivalente de espesor e’ < e: a=∝ B

x = 5 cm b = 2 cm

a=x=∝ D0 = 5 cm b = e’B = 1,67 cm

220

De igual forma, hará falta transformar el elemento A en su placa equivalente. espesor ⋅ equivalente ⋅ de ⋅ B 1 ≥ , con más razón espesor ⋅ real ⋅ eA ⋅ de ⋅ A 3 1 e' la relación de los dos espesores equivalentes: B será ≥ m ( ya que e’A < e' A 3 eA)

Dependiendo si la relación:

1,67 e'B = 0,56 > 0,33. Así el elemento B influencia el tiempo de = eA 3 solidificación del elemento A en el sentido de un incremento. Puede que entonces :

de donde

-

Sea razonado por un exceso considerando el desarrollo paralelepipedico de A yB. a=∝

Paralelepípedo

a=x=∝

x = 11,5 cm

D0 = 8 cm

b = e’p = 2,67 cm

b = 3 cm -

Tenga un razonamiento por defecto para A a=∝ A

a= x = ∝

x = 6,5 cm

D0 = 7,3 cm b = e’p = 2,43 cm

b = 3 cm

En este caso de figura, si se quiere obtener un espesor equivalente más parecido a la realidad, se coge la media aritmética de las dos placas, siendo: e’a media =

e' p + e ' A ⋅ 2

=

2,67 + 2,43 = 2,55 cm 2

221

Ejemplo nº 3: Ejemplo de una aplicación referente al cilindro corto ( de acuerdo a la figura 13.10)

Figura 13.21.- Ejemplo nº 3

Primera operación. Se sustituye la corona por el cilindro equivalente de espesor e’. A partir de la sección de referencia en xx’ ( plano medio), se hace a=∝ x=

h = 7,5 cm 2

D0 = 15 cm

b = l = 7,5 cm

a=x=∝ b = e’ = 5 cm

Segunda operación Se efectúa la relación :

d 80 = = 1,6. e' 50

Hay así un efecto debido a la curvatura del núcleo. El coeficiente ω, leido en la curva de los cilindros en la figura 9.28, para el valor : ω = 1,1 el espesor equivalente es pues a corregir: e’’ = e’ x ω = 5 x 1,1 = 5,5 cm. Esta operación hecha, este cuerpo puede ser considerado como equivalente a una placa de espesor e’’ = 5,5 cm desenrollada en un plano.

222

Ejemplo nº 4.1 : Ejemplo de aplicación referente a la unión en forma de T (de acuerdo a la figura 13.13-a)

Figura 13.22.- Ejemplo nº 4.1

Unión R de elementos de espesor distinto a=x=∝ Elemento A

b = e’A = 1,5 cm

a=x=∝ Elemento B b = e’B = 2,1 cm

a=x=∝ Elemento C b = e’C = 0,85 cm

223

Ejemplo nº 4.2.- Ejemplo de aplicación referente a la unión en forma de T ( De acuerdo a la figura 13.13-a).

Figura 13.23.- Ejemplo nº 4.2

Placa equivalente a la unión: e’R = e’B x ω = 2,1 x 1,10 = 2,3 cm

e’R = e’A x ω = 1,5 x 0,8 = 1,2 cm

( la más gruesa)

(la más gruesa)

e’Rmedia =

2,3 + 1,2 = 1,75 cm 2

El punto de última solidificación está situado en el elemento B

224

Ejemplo 4.3 : Ejemplo de aplicación referente a la unión en forma de T ( de acuerdo a la figura 13.13-a).

Figura 13.24.- Ejemplo nº 4.3

Placa equivalente a la unión. e’R = e’B x ω = 2,1 x 1,08 = 2,27 cm

e’R = e’B x ω = 2,1 x 0,6 = 1,26 cm

(la más gruesa)

e’Rmedio =

2,27 + 1,26 ≅ 1,76 cm 2

225

Ejemplo 5.- Ejemplo de aplicación referente a la unión en forma de cruz (de acuerdo a la figura 13.13-b)

Figura 13.25.- Ejemplo nº 5

Unión R de elementos de espesor distinto a=∝ Elemento A

x = 4,6 cm

a=x=∝ D0

=5,34 b = e’A = 1,78 cm

b = 2,2 cm

A=x=∝ Elemento

B = e’B = 2,5 cm

Unión R en forma de cruz e' A (menor ⋅ espesor ) 1,78 = = 0,71 e'B (mayor ⋅ espesor ) 2,5

En la curva

en la gráfica 9.26 se obtiene como valor del coeficiente

de forma : ω = 1,17. Placa equivalente a la unión:

226

e’R = e’B x ω = 2,5 x 1,17 ≅ 2,9 cm (la más gruesa)

El punto de última solidificación está situado en la unión R. Dicho de otro modo, hay un punto caliente en la unión.

227

Ejemplo nº 6.1 : Ejemplo de aplicación referente a la unión compleja en forma de L ( de acuerdo a las figuras 13.12 y 13.13-b)

Figura 13.26.- Ejemplo nº 6.1

Primera solución. Unión R1 en forma de L de los elementos A y B

Elemento A

A=x=∝ B = e’A = 9 cm

a=∝ Elemento B

a=x=∝

x = 32 cm

D0 ≅ 2cm

b = e’B = 8 cm

b = 9 cm

Relación de espesores :

e'B mas ⋅ de lg ado 8 = = 0,89 e' A mas ⋅ grueso 9

Valor del coeficiente ω (curva

en la gráfica 9.26 : ω = 1,06

Placa equivalente a la unión R1: e’R1 = e’A x ω = 9 x 1,06 ≅ 9,5 cm ( la más gruesa)

Unión R2 en forma de L de los elementos A y C

228

Elemento A

e’A = 9 cm a=∝

a=x=∝

x = 3,2 dm Elemento C

D0 = 2,75dm

b = e’C ≅0,92 dm

b = 1,07 dm

Relación de espesores:

e' A 9 = = 0,98 de donde ω= 1,09 e'C 9,2

Placa equivalente a la unión R2 e’R2 = e’B x ω = 9,2 x 1,09 = 10 cm Unión R3 en forma de L de los elementos B y C Calculamos e’B a partir de la sección de referencia SR3

Por defecto Elemento B

a = 32 cm x=∝ b=9

a=x=∝ D0 =21cm

b=e’B = 7cm

Por exceso a = x = ∝ b= e’B = 9 cm

La dimensión a siendo en realidad semiinfinita, tiene pues dos razonamientos, una por defecto con a finita , el otro por exceso con a infinita. Se ha cogido a continuación como valor de e’B la media aritmética. e’B =

9+7 = 8 cm 2

Para el elemento C nos haría falta tener razonamientos idénticos, pero a la vista de los resultados de los cálculos precedentes relativos al elemento B, se volverá a tomar para el elemento C el espesor ya calculado: e’C = 9,2 cm Placa equivalente a la unión R3 8 e' B = = 0,86 de donde ω = 1,05 e'C 9,2

229

e’R3 = e’C x ω = 9,2 x 1,05 ≅ 9,7 cm Unión en forma de L de e’R3 con e’R1 y e’R2 Defecto

e'R1 9,5 = = 0,98 de donde ω ≅ 1,09 e'R 3 9,7

e’’R = e’R3 x ω = 9,7 x 1,09 = 10,6 cm Exceso

e' R 3 e' R 2

=

9,7 = 0,97 de donde ω ≅ 1,09 10

e’’R = e’R2 x ω = 10 x 1,09 = 10,9 cm

Placa equivalente al nudo de las uniones: e’’R =10,8 cm

230

e’’Rmedio ≅ 10,8 cm

Ejemplo nº 6.2 : Ejemplo de aplicación referente a la unión compleja en forma de L (de acuerdo a las figuras 13.12 y 13.13-b) Otra solución cuando se considera los tres espesores equivalentes.

Figura 13.27.- Ejemplo nº 6.2

El coeficiente de forma de tal nudo de uniones puede obtenerse en la gráfica 9.27 a. Tiene por valor : ω = 1,27 para los elementos infinitos de espesor igual juntándose entre ellos. Pero en los de la figura estudiada, los espesores son distintos. Para utilizar directamente este coeficiente, hace falta hacer intervenir el espesor equivalente medio, a saber: (*) e’medio =

e' A + e'B +e'C 9 + 8 + 9,2 = ≅ 8,75 cm 3 3

Placa equivalente al nudo de unión: e’’R = e’medio x ω = 8,75 x 1,27 ≅11 cm Valor parecido al obtenido precedentemente. (*) Como los elementos que se unen entre ellos tienen los espesores parecidos, se ha podido en este caso hacer intervenir el espesor equivalente medio.

231

Ejemplo nº 7 : Ejemplo de aplicación referente a la unión en forma de T con radios en la unión.

Figura 13.28.- Ejemplo nº 7

Para utilizar el coeficiente de forma de la gráfica 9.27 b hace falta razonar a partir de elementos planos infinitos de espesor igual. En una primera operación hace falta transformar los elementos de dimensiones limitadas en elementos infinitos , dicho de otra manera, calcular su placa equivalente. A continuación, en el caso de la figura 13.28, los espesores son distintos, hace falta pues en una segunda operación buscar el espesor equivalente medio de la unión operando de la manera siguiente: -

razonando por exceso, como si se tratase de hacer una unión de tres placas e’ = 29 con un radio de los recodos r = 50 Se hace:

r 50 = = 1,72, de donde ω = 1,33 (curva e' 29

)

e’R = e’ x ω = 29 x 1,33 ≅38,6 -

razonando por defecto como si se tratase de una unión de tres placas e’ = 18 con radio r = 50; Se hace:

r 50 = = 2,8, de donde ω = 1,53 (misma curva que la anterior) e' 18

e’R = e’ x ω = 18 x 1,53 ≅ 27,5 Placa equivalente a la unión: e’R medio =

38,5 + 27,5 = 33 mm 2

232

Ejemplo nº 8 : Ejemplo de aplicación referente a la brida en el extremo (según la figura 13.14)

Figura 13.29.- Ejemplo nº 8

Dado que se cumple la condición h < l estamos en el caso de una brida en el extremo. Primera operación : verificar si el elemento A influye o no en el tiempo de solidificación de B. Dispongamos la sección de referencia X1’ X’1 en el plano de simetría de B y calculemos e’B a partir de X1’ X’1. a=∝ x1 = 1,5 cm Elemento B

A=x=∝ D0 ≅ 5,6

b = e’B = 1,87 cm

b = 5 cm

Con e’A > e’B’ , es decir, 30 > 18’7, el elemento A actúa sobre el tiempo de solidificación de B aumentándolo. Por tanto, es preciso situar la sección de referencia en XX’ para calcular e’B. a=∝

a=x=∝

x = 3 cm Elemento B

D0 = 8,2cm

b = e’B = 2,73 cm

b = 5 cm

Por tanto, se ha transformado esta brida de extremo en su placa equivalente ficticia de espesor e’B = 27’3 mm No hay una unión en L a continuación en el caso de una brida de extremidad.

233

Ejemplo nº 9 : Aplicación a un regrueso sobre una placa (según la figura 13.16)

Figura 13.30.- Ejemplo nº 9

Incidencia de los regruesos B en R Elemento A e’A = 6’1 cm a=∞ Elemento C

a=∞

x = 19’5 cm

x=∞

D0 = 22 cm

b = 9’2 cm

b = e’C = 7’3 cm

a=∞ Regruesos B

a=∞

x=h=

5 + 3'1 =4’05 2

b=l=

5'4 + 13'5 = 9’45 2

D0 = 13 cm

x = e’B ≅2’16 b=∞

Estos regruesos son del tipo II, con l ≥ 2h o h ≤ l/2 La condición :

e' A + e'C 2e'B 6'1 + 7'3 ≥ , es decir, > 2'16 , se cumple 2 2 2

e’ placa ≥ e’/2 regruesos Placa equivalente en R : e'R =

e' A + e'C + 2e ' B 2

234

e' R =

6'1 + 7'3 + 4'3 = 11'1 cm 2

Ejemplo nº 10 : Aplicación al regrueso en placa y unión en L (según figuras 13.12 y 13.16)

Figura 13.31.- Ejemplo nº 10

Incidencia del elemento B sobre el elemento A El elemento B puede considerarse como un regrueso del tipo II con l ≥ 2h o h ≤ l/2 a=∞ Regrueso B

x = h = 1 cm

a=b=∞ D0 = 4’15

x = e’B = 0’7 cm

b = l = 4’5 cm e' B 0'7 , es decir, 1'5 ≥ se verifica; se puede escribir 2 2 = e’A +e’B = 1’5 +0’7 =2’2 cm

La condición : e' A ≥ por tanto que e’AB

Unión R en forma de L de e’AB con e’C e'C 1'5 = = 0'68 de donde ω = 0’9 (curva e' AB 2'2

Placa equivalente a la unión R : e’R = e’AB x ω = 2’2 x 0’9 ≅ 2 cm

235

, figura 9.26)

Ejemplo nº 11.- Estudio de moldeo de un cuerpo de bomba en grafito esferoidal S-Ni Cr 20 2 (ISO 2892)

Figura 13.32.- Plano de pieza ejemplo nº 11

Material : Fundición austenítica con grafito esferoidal Peso bruto unitario : 8’7 toneladas Requerimientos : Pieza estanca y control radiográfico de rechupes en zonas determinadas. Medios fabricación : Machos y molde con arena autoendurecible furánica

236

El estudio se limita a la aplicación del coeficiente de difusividad b en el caso de un enfriamiento “unilateral” de las paredes.

Figura 13.33.- Ejemplo nº 11. Orden de solidificación parcial del cuerpo de bomba obtenido por el análisis de la forma de la pieza.

La salud interna de esta pieza de calidad superior se ha obtenido asociando la acción de las mazarotas y de los enfriaderos metálicos con el fin de obtener una solidificación dirigida. En la sección de la pieza representada en la figura 13.33 el orden de solidificación revela puntos calientes de los que dos (e’ = 75) son difícilmente accesibles para ser mazarotados correctamente; por tanto se les ha “enfriado”. Los otros dos, siendo accesibles, se les ha alimentado.

237

La acción de los enfriaderos colocados se ha determinado a partir de los valores del coeficiente de difusividad relativa b sacados de la curva relativa a las fundiciones de la figura 13.34.

Figura 13.34.- Ejemplo nº 11. Coeficiente de reducción relativo al espesor de la placa equivalente. A) con lámina de arena intermedia. B) pared rodeada de arena. C) pared entre arena y enfriadero. D) pared entre enfriaderos

Como se ha realizado un enfriamiento “unilateral” se ha operado haciendo intervenir los parámetros siguientes : -

espesor relativo de los enfriaderos :

238

r =1 e'

-

coeficiente sacado en la curva de las fundiciones : b = 3

-

coeficiente de reducción propio de una cara refrigerada : b' =

b +1 =2 2

Figura 13.35.- Ejemplo nº 11. Efecto térmico de un enfriadero de gran superficie (o de una cadena de enfriaderos) adosado a una pared de fundición de espesor e’. El tiempo de solidificación de esta pared se confunde grosso modo con el de una pared de la mitad de espesor.

El espesor de las placas equivalentes en la zona de los enfriaderos se ha reducido así en la relación : e' R =

e' e' = b' 2

Finalmente, es una solidificación dirigida por la acción combinada de las mazarotas y los enfriaderos (Figura 13.36)

239

Figura 13.36.- Ejemplo nº 11. Parte de la pieza mostrando el orden de solidificación después de adosar mazarotas y enfriaderos metálicos. Se trata en este caso de un enfriamiento “unilateral”

240

14.- METODO DE HOLZMULLER Y KUCHARCIK. FUNDICION DE GRAFITO LAMINAR 14.1.- Características de la solidificación de las fundiciones grises En el nomograma de la figura 14.1 se han representado la composición, módulo o velocidad de enfriamiento y la temperatura del hierro de forma que puede leerse directamente la contracción o dilatación. Este nomograma es para fundición no inoculada. Las variaciones en los campos 2 y 3 debidas al grado de germinación son mínimas.

Figura 14.1.- Nomograma para la determinación de la contracción y del tiempo de contracción de acuerdo con la composición química, la velocidad de enfriamiento y la temperatura del hierro (según R. Wlodawer)

241

Debido al tiempo relativamente corto que la fundición gris tarda en contraerse, con un tiempo de colada más largo, se puede compensar en una parte sustancial la contracción producida en el metal que va llenando la cavidad. Cuando se trata de piezas de paredes más delgadas, que solidifican en menos tiempo y, por tanto, tardan menos en contraerse, esta autoalimentación es particularmente acusada. El diagrama de la figura 14.2 muestra directamente la autoalimentación en función del tiempo de colada y del módulo de la pieza, mientras el tiempo de colada sea aproximadamente igual al de “líquidus” de la pieza fundida. Si el tiempo de “líquidus” fuese considerablemente mayor que el tiempo de colada, la autoalimentación será insignificante. En la figura 14.3 se muestra la relación entre la temperatura de líquidus” y el grado de saturación

Figura 14.2.- La autoalimentación en dependencia del tiempo de colada y del módulo de la pieza.

242

Figura 14.3.- Nomograma para evaluar la temperatura del líquidus y el grado de saturación

La contracción se pone con signo – y la expansión con signo +. Los dos ejemplos a continuación muestran la medida en que la contracción o rechupe dependen del módulo y del tiempo de colada. En ambos casos se cuela una fundición de la misma composición química y a la misma temperatura, 1.300 ºC, es decir, sobrecalentada unos 145 ºC Ejemplo nº 1.- Carcasa de paredes delgadas Se trata de una carcasa de paredes relativamente delgadas (8 mm), de Módulo MP = 0’4 cm, con un tiempo de colada de 10 seg.; corresponde aproximadamente al tiempo de líquidus. En el Nomograma de la fig. 14.1, con los datos del análisis se llega hasta la intersección con el módulo de 0’4 (campo 2); yendo a la derecha hasta 1.300 ºC se obtiene una contracción C = 3’8 %. En el Nomograma de la fig. 14.2, colocando una regla sobre el tiempo de colada (tiempo de autoalimentación) de 10 seg. y módulo de 0’4 cm da una autoalimentación de + 3’8 % La contracción total será : C + A = - 3’8 % + 3’8 % = ± 0 % Así pues, la contracción es nula y la carcasa se podrá colar sin mazarota.

243

Ejemplo nº 2.- Pieza con paredes gruesas (40 mm) M = 2 cm; tiempo de colada, 18 seg. En el nomograma de la fig. 14.1, partiendo igual que el caso anterior, se sigue hasta módulo de 2 cm; se sigue a la derecha hasta 1.300 ºC y se obtiene una contracción C= -1’5 %, que como se observa es bastante menor que en el caso anterior. En el nomograma de la fig. 14.2 se tira una recta desde el tiempo de colada de 18 seg. hasta el módulo 2 cm y se obtiene una autoalimentación A = + 1’ 0 %. La contracción total será : C+A = -1’5 % + 1’0 % = - 0’5 %. Por tanto, debe preverse una alimentación que compense este déficit. Es evidente por tanto que fundiciones de la misma composición química coladas a la misma temperatura pueden tener un comportamiento ante el rechupe totalmente distinto según el módulo de la pieza y el tiempo de colada. Hay que recalcar sin embargo que la determinación de autoalimentación aquí descrita será acertada solamente en tanto en cuanto el tiempo de colada y el de “líquidus” sean equivalentes. De acuerdo con la experiencia, esto es válido solamente hasta un módulo de pieza MP = 1’5 cm, como máximo, MP = 2cm. El ejemplo nº 2 muestra además cómo puede mejorarse la autoalimentación prolongando el tiempo de colada y, por tanto, al mismo tiempo, reducirse el rechupe. Para compensar la contracción antes determinada de C = - 1’5 % y poder colar la pieza sin mazarota, la autoalimentación tendría que ser A = + 1’5 %. Esto equivale , según el nomograma de la fig. 14.2, a colar en 40 seg. Es dudoso que pueda colarse en ese tiempo en la práctica. En moldes de arena en verde, el molde cede bajo la presión del grafito que precipita. En moldes rígidos, la expansión del grafito contrarresta la contracción Por ello, para garantizar la sanidad en moldes blandos, se calcula la contracción con toda la cuantía de contracción en la figura 14.1, que puede leerse en las abcisas arriba a la derecha. Ejemplo nº 3.A 1.250 ºC, será C = 3’3 %; a 1.350 ºC, será C = 5’5 %. La autoalimentación compensa algo esta contracción en moldes blandos; pero casi siempre se necesita una mazarota.

244

14.2.- Influencia del tiempo de contracción sobre la forma aún alimentable de la pieza Una pieza de acero moldeado como la de la figura 14.4 no podría ser alimentada densamente sin las correspondientes cuñas para suavizar el escalonamiento, que luego habría que mecanizar para sacar el perfil almenado.

Figura 14.4.- Placa escalonada con registro de módulos

En la fundición gris, sin embargo, es posible alimentar los engrosamientos a través de las zonas más delgadas ya que el tiempo de contracción es sólo una fracción del tiempo de solidificación total. Y las secciones más delgadas deben permanecer pues líquidas solamente hasta que se termine el período de contracción de los nervios gruesos. Esta relación se ilustra en la figura 14.5.

Figura14.5.- Nomograma para la alimentación de secciones delgadas

245

Ejemplo nº 4.Sea M = 3’1 cm el módulo del nervio grueso de la figura 14.4. Si el tiempo de contracción del tipo de hierro empleado es el 60 % del tiempo total de solidificación (fig 14.1), la sección más delgada, alimentadora, debería tener como mínimo un módulo M =2’5 cm. Si el tiempo de contracción fuese el 70 % del de solidificación, la sección alimentadora necesaria tendría que tener un módulo M = 2’7 cm. 14.3.- Determinación del tamaño de la mazarota. Con las figuras 14.6 a 14.17 (gentileza de P. Wlodawer de Winterthur) se podrán calcular para contracciones de 0’5 al 3 %, las dimensiones de mazarotas necesarias.

Figura 14.6.- Nomograma para la determinación del diámetro de mazarota para H = D; 0’5 % contracción

Figura 14.7.- Nomograma para la determinación del diámetro de mazarota para H = 1’5 D; 0’5 % contracción

246

Figura 14.8.- Nomograma para la determinación del diámetro de mazarota para H = 2D; 0’5 % contracción

Figura 14.9.- Nomograma para la determinación del diámetro de mazarota para H = D; 1 % contracción

247

Figura 14.10.- Nomograma para la determinación del diámetro de mazarota para H = 1’5 D; 1 % de contracción

Figura 14.11.- Nomograma para la determinación del diámetro de mazarota para H = 2D; 1 % contracción

Figura 14.12.- Nomograma para la determinación del diámetro de mazarota para H = D; 2 % de contracción

248

Figura 14.13.- Nomograma para la determinación del diámetro de mazarota para H = 1’5 D; 2 % contracción

Figura 14.14.- Nomograma para la determinación del diámetro de mazarota para H = 2 D; 2 % de contracción

Figura 14.15.- Nomograma para la determinación del diámetro de mazarota para H = D; 3 % contracción

249

Figura 14.16.- Nomograma para la determinación del diámetro de mazarota para H = 1’5 D; 3 % de contracción

Figura 14.17.- Nomograma para la determinación del diámetro de mazarota para H = 2 D; 3 % contracción

Ejemplo nº 5.Sea una contracción del 0’5 % (determinada por la composición química, el módulo y el tiempo y temperatura de colada según la figura 14.1) Peso de la piezas: P = 120 kg. Módulo de la pieza M =1’5 Tipo de mazarota elegido H = 2 D Tiempo de contracción T = 50 % del tiempo de solidificación. En la figura 14.8 (parte superior) debe irse de MP= 1’5 hacia la línea T = 50 % ; desde aquí a la derecha hasta el punto de intersección con la

250

perpendicular P = 120 kg, que se halla aproximadamente sobre la curva 70, o sea, 70 mm de diámetro de mazarota. Esta mazarota pesa unos 3’2 kg. Para una contracción del 1 % rige la parte inferior de la figura; con una relación altura/diámetro =1, rige respectivamente la figura 14.11. 14.4.- Distancia de alimentación de la fundición La distancia de alimentación posible depende mucho de la resistencia del molde ya que la precipitación del grafito, si es un atacado deficiente provoca hinchazones y por tanto rechupes. Con moldes rígidos, suficientemente compactados y grado de saturación SC =1, la distancia de alimentación es de unas 10 veces mayor que el diámetro de la mazarota y con grado de saturación más bajo, correspondientemente más corta. No obstante, este aspecto se contempla más a fondo en el capítulo 15 y estas cifras no deben servir más que como experiencia del autor del método. 14.5.- Proceso resumido para el cálculo de Sistemas de Alimentación 1

Determinar el peso de la pieza o piezas

2

Determinar los espesores : a)

Espesor de pared mínimo para establecer la contracción según la figura 14.1

b)

Espesor de pared medio para calcular el tiempo de colada máximo

c)

Espesor de pared máximo para determinar la contracción total según la figura 14.2 (auto alimentación)

3

Determinación de la composición química (C, Si+P) y del grado de saturación existente en el caso más desfavorable.

4

Fijar la tª de colada máxima admisible y la tª que se desea que tenga el hierro en la pieza fundida

5

Elegir el material de moldeo

6

Establecer el método de colada

7

Determinar el tiempo de colada :

8

a)

Métodos diversos (tmáx =M/ε, por ejemplo)

b)

El tiempo de colada límite según la experiencia con dartas

c)

Tiempo de colada sin mazarota según figuras 14.1 y 14.2

Determinar la contracción total según figuras 14.1 y 14.2

251

9

Elegir el tamaño de la mazarota de acuerdo con la contracción total, el módulo mayor, la relación entre el tiempo de contracción, en porcentaje, el tiempo de solidificación (figura 14.1, campo de la izquierda) y el peso de la pieza por alimentar según las figuras 14.6 a 14.17.

10

Determinar el módulo del cuello de la mazarota por medio del tiempo de contracción en porcentaje del de solidificación total, según las figuras 14.1 y 14.2 y en la figura 14.18 las dimensiones del cuello de la mazarota. Ver figura 14.19 y la tabla anexa

Figura 14.18.- Diagrama modular para cuerpos en forma de barra

252

Figura 14.19.- Dimensiones del cuello de la mazarota en mazarota caliente.

b=

D 1

b=

D 2

b=

D 3

a=

D 5

a=

D 4

a=

D 3

Colando a través de la mazarota se pueden mantener más pequeñas las dimensiones del cuello, calculándolas con la tabla anterior 11

La distancia entre la mazarota y la pieza debe ser D/6. Si los factores que más influyen en la magnitud del rechupe recogidos en la figura 14.20, se alterasen en sentido negativo, se producirán forzosamente zonas rechupadas que harán la pieza rechazo.

Figura 14.20.- Factores que influyen en el tamaño del rechupe

253

14.6.- Algunos ejemplos más de aplicaciones Ejemplo 6º.- Cáculo de mazarotas para una caja de transmisión (fig 14.21)

Figura 14.21.- Cárter de engranajes

Peso de la pieza : 9 kg Espesor de pared mínimo : 4 mm Espesor de pared máximo : 25 mm Temperatura de colada . T = 1.300 ºC

254

Material : GG-25 (DIN) Composición química :

C

3’34 %

Si

2’3 %

Mn

0’5 %

P

0’2 %

S

0’1 %

Tiempo de colada : t=

E 0'4 = = 8 seg. 2 ⋅ ε 2 ⋅ 0'025

Contracción y autoalimentación para el espesor de pared 0’4 cm : desde la parte inferior de la figura 14.1 hacia arriba, entrando en el campo central hasta M = 0’2 cm; luego, en el campo de la derecha hasta 1.300 ºC resulta una contracción de aproximadamente – 4 %. Luego, en la figura 14.2, con 8 segundos y MP = 0’2 cm, se saca A = + 7’5 %. Así pues, en el espesor de pared de 4 mm no se produce rechupe alguno, sino una expansión de aproximadamente un +3’5 %. No hace falta mazarota. Contracción para la pared de 25 mm. Como en estos puntos se trata de partes asimilables a barras, su módulo se determina por la fórmula para barras, figura 14.18. MP =

ab 2'5 ⋅ 2'5 = = 0'625 cm 2( a + b ) 2⋅5

La contracción total para esta pared de 25 mm asciende, según la figura 14.1 a – 3’3 %. En estos supuestos, el tiempo de contracción es el 100 % del tiempo de solidificación (fig. 14.1, arriba a la izquierda). Por autoalimentación durante la colada, el valor de la figura 14.2 disminuye aproximadamente de +2’2 a – 1’1 %. De acuerdo con la figura 14.11, parte inferior, para M = 0’625 cm y 100 %de tiempo de contracción hay que elegir una mazarota de 40 mm de diámetro y 80 mm de altura. Peso de la mazarota, 0’7 kg.

255

Ejemplo nº 7 .- Cálculo de mazarotas para la aleta de un ventilador Roots (fig. 14.22)

Figura 14.22.- Aleta de un ventilador Roots de hierro fundido

Peso = 810 kg Temperatura de colada : 1.300 ºC Composición química :

C

3’4 %

Si + P

1’9 %

Mn

0’8 %

Módulo de la pared delgada (e = 22 mm) : M = 1’1 cm Módulo del cubo (e = 80 mm) : M = 4 cm Contracción : análoga a la del ejemplo ilustrado en la figura 14.1. Pared delgada : M = 1’1 cm, hacia la derecha hasta la línea de temperatura 1.300 ºC; luego, verticalmente hacia abajo y da : C = 2’2 %

256

Cubo : M = 4 cm; váyase hasta la línea superior de módulos (M = 3 o más), luego hacia la derecha hasta la línea 1.300 ºC y da : C = 0’9 %. Debe elegirse ahora un tiempo de colada (de autoalimentación) que supla esta contracción (figura 14.2) Pared delgada : compensación necesaria, A = 2’2 %; váyase en la figura 14.2 desde A = 2’2 % pasando por M = 1’1 cm y da un tiempo de colada de 27 segundos. Cubo : Compensación que hace falta : A = 0’9 %; en la figura 4, para M = 4 cm, da un tiempo de colada de 60 segundos. Si se elige por lo tanto un tiempo de colada de 60 seg., resultará (desde 60 sobre M=1’1 cm) en la pared delgada una autoalimentación de A= + 3’3 %. Pero como la contracción era aquí de sólo 2’2 %, tendrá lugar incluso una pequeña expansión. La pieza se coló sin mazarota en 60 seg. y no presentó defectos.

257

Ejemplo nº 8.- Cálculo mazarotas para un montante de máquina herramienta (fig. 14.23)

Fig. 14.23.- Técnica de mazarotado de un montante de máquina herramienta

El montante de la figura 14.23 debe hacerse en pequeñas series por moldeo manual. Peso de la pieza :

130 kg ± 5 %

Espesor de pared mínimo :

8 mm

Espesor de pared medio :

12 mm

Espesor de pared máximo :

30 mm

Material :

GG 20 (DIN)

Temperatura de colada :

1.350 ºC

Temperatura del hierro en la pieza :

1.260 ºC 258

Material del moldeo :

en verde

____________________________________________________________ Tiempo de colada : t máx =

M ε

M =

t máx =

d 2

ε = 0'035 cm / seg

0'6 = 17 seg ε 0'035

El tiempo de colada para evitar dartas, determinado experimentalmente es de 10 segundos. Tiempo de colada correspondiente a :

sin

C

3’5 %

Si + P =

2’6 %

mazarotas

para

la

fundición

GG

20,

Módulo M = 0’8 cm/2 = 0’4 cm Contracción (fig. 14.1) :

C = - 2’9 %

Autoalimentación (fig. 14.2) : A = +2’5 % para M = 0’6 cm Para poder prescindir de la mazarota habría que mantener, de acuerdo con la figura 14.2, para un módulo de 0’6 cm y para una autoalimentación A ≥ + 2’9 %, un tiempo de colada de 13 segundos. Sin embargo, como en los pies del montante hay un espesor de 30 mm, el módulo resultante será mayor :

M =

ab 3⋅ 6 = 1 cm 2( a + b) 2(3 + 6)

Para un tiempo de colada de 10 segundos y M = 1 cm, la autoalimentación equivale a sólo + 1’5 %. Por tanto, la contracción totalizada es : ∑ = - C + A = - 2’9 % + 1’5 % = - 1’4 % Según la figura 14.13, para la alimentación de los pies de los montantes se eligen, para H = 1’5 D (C = -2 %), 2 mazarotas de 80 mm de diámetro ( P ≅ 40 kg).

259

Ejemplo nº 9.- Cálculo de mazarotas para una polea (figura 14.24)

Fig. 14.24.- Colada por la mazarota en una polea

Peso de la pieza .

65 kg

Espesor de pared mínimo :

35 mm

Espesor de pared medio :

42 mm

Espesor de pared máximo :

45 mm

Material :

GG 25 (C = 3’34 %, Si + P = 2’5 %)

Temperatura de colada :

1.320 ºC

Temperatura en la pieza :

1.240 ºC

Tipo de moldeo :

en verde

Tipo de colada :

bebedero-mazarota

Tiempo de colada :

t máx =

2'1 cm M = = 60 seg ε 0'035 cm / seg

Tiempo de colada para evitar dartas y colas de rata, determinado experimentalmente : 32 seg. Contracción, C = - 2 % (fig. 14.1) (M = 1’75 cm; 1.320 ºC)

260

Autoalimentación : A = + 1’3 % (fig. 14.2) (M = 2’1 cm, t = 32 seg.). La diferencia de – 2’0 % + 1’3 % = - 0’7 % debe compensarse con una mazarota. Con un tiempo de contracción del 60 %, un módulo de pieza de 2’1 cm y H = 2 D, el diámetro de mazarota resulta ser de 90 mm para un peso de pieza de 64 kg. El bebedero-mazarota puede disponerse sobre el cubo de la polea con un diámetro de asiento de 50 mm, ya que el diámetro de la mazarota calienta la arena de moldeo a través de la superficie de su asiento. Atendiendo al principio de la solidificación dirigida u orientada, con ayuda del procedimiento mazarota puede influirse favorablemente sobre la caída de la temperatura en la pieza durante el período de colada y, por consiguiente, mantener convenientemente reducido el cuello de la mazarota.

261

Ejemplo nº 10.- Cálculo de entradas para un tambor de freno (fig. 14.24)

Fig. 14.25.- Técnica de colada de un tambor de freno de camión

Composición química :

C

3’3 %

Si + P

1’9 %

Peso de la pieza :

42’5 kg

Temperatura colada en cuchara :

1.380 ºC

Temperatura en la pieza :

1.300 ºC

Espesor de pared mínimo :

12 mm (M = 0’6 cm)

Espesor d pared máximo :

30’5 mm

Espesor de pared medio :

20 mm (M = 1 cm)

Colada en sifón Moldeo en verde

262

Tiempo de colada :

t máx =

1 cm M = = 29 seg ε 0'035 cm / seg

Por tanto, se puede colar el tambor en 29 segundos sin temor a juntas frías , siempre y cuando las condiciones de la arena (dartas, etc. ) permitan ese tiempo de colada. Si se quiere colar sin mazarota, según la figura 14.1 la contracción vale : C = - 2’7 % y según la figura 14.3, para una autoalimentación de + 2’7 % el tiempo de colada debe ser t = 33 seg. Esto significa que el tiempo de colada máximo determinado de 29 seg. debe aumentarse en 4 segundos; de esta forma el tambor podrá fabricarse en el campo límite, sin mazarota. Sin embargo, si los factores de influencia se desplazaran del lado negativo (p. ej., en vez de 1.300 ºC, a 1.350 ºC), se presentarán rechupes, que equivocadamente se suelen atribuir a una mayor tendencia del hierro a rechupar. Sólo cuando el análisis, y por tanto, el grado de saturación se desplazan a un tipo de hierro más duro, es válido este argumento. Así pues, en la práctica, es preciso conocer la variabilidad de análisis y temperaturas y calcular mazarotas y colocar las entradas teniendo en cuenta las circunstancias más desfavorables. 14.7.- Caso de fundición de grafito esferoidal La contracción volumétrica de la fundición puede ir desde el 0 hasta el 10 % en función del carbono equivalente así como la expansión de molde y machos. Con un equivalente de carbono de aproximadamente 4’1, lo que corresponde a un 3’2 % de C y un 2’2 % de Si (sin considerar otros elementos) la contracción volumétrica se acerca al 10 % en volumen. En el caso ideal la mazarota presenta tras la solidificación la forma de un cono de rechupe casi parabólico, cuyo extremo inferior no debe alcanzar la pieza. Por razones de seguridad la profundidad de rechupe admisible queda limitada al 0’8.H, o sea, al 80 % de altura de la mazarota. Un cono de rechupe parabólico de esta profundidad en las mazarotas cilíndricas con una relación de altura diámetro 1’5 : 1, contiene siempre el 14 % del volumen original de la mazarota. Durante la solidificación la mazarota se vacía un poco, disminuyendo su contenido al tiempo que aumenta su superficie liberadora de calor por formación de una capa cónica. Si al principio de la solidificación la mazarota tuviera el mismo módulo que la pieza situada debajo de ella , aquélla solidificaría antes que ésta. Al terminar la solidificación el módulo de la mazarota habrá disminuido un 17 %. Por tal motivo, hay que elegir el módulo de la mazarota aproximadamente 12 veces mayor que el de la parte de pieza adyacente, a fin de que al terminar la solidificación sean equivalentes sus módulos.

263

Partiendo de esta consideración y de acuerdo con el metal tratado es posible calcular el volumen de pieza que la mazarota es capaz de alimentar en el caso más favorable. Proceder así: Altura de la mazarota : H = 1’5 D. Contracción del metal líquido hasta la solidificación : 4’5 % = 0’045 (valor de referencia) 0’14 = Vm = 0’045 . Vp Vm = volumen de la mazarota Vp = Volumen de la pieza Vm =

0'045 ⋅ V p = 0'32 V p 0'14

Vm =

D 2π D 2π 1'5πD 3 ⋅H = ⋅ 1'5 D = 4 4 4

Dm = 3

4Vm 3 4 ⋅ 0'32 ⋅ V p = 1'5π 1'5π

Dm = 0'645 ⋅ 3 V p

Los cuerpos masivos muestran una necsidad notablemente menor de alimentación que las piezas en forma de placa del mismo módulo. Tipo de pieza

Volumen

Necesidad de alimentación

Cm3

cm3 Placa sin zona extrema

49.000

2.200

Placa con zona extrema

144.000

6.500

24.000

1.220

Cubo

Una mazarota debe cumplir simultáneamente tres condiciones : I.

Su módulo debe ser 1’2 veces el de la pieza o parte de la pieza que alimenta

II.

Debe alimentar convenientemente en la distancia.

III.

Debe tener el metal suficiente para la contracción. Esto es solamente el 14 al 20 % del metal de la mazarota sin exotérmicos.

264

15.- DISEÑO DE LA MAZAROTA 15.1.- Papel de la mazarota La mazarota, que es una reserva de líquido, necesita enviarlo a la pieza a fin de : a)

Compensar el aumento de volumen del molde (si ha lugar)

b)

Compensar la contracción volumétrica del líquido desde la temperatura en que se ha completado la colada, en la pieza, hasta el comienzo de la solidificación (si ha lugar)

c)

Compensar la contracción durante la solidificación (si ha lugar)

La calificación “si ha lugar” aparece en las tres funciones de la mazarota. Como se ha visto, es porque no siempre suceden los cambios volumétricos descritos. La mazarota debe estar líquida cuando sea necesario. Normalmente, más tiempo que la pieza La mazarota debe contener la cantidad de metal suficiente La mazarota tiene un radio de acción. Esta distancia a la que puede alimentar nos dará el nº de mazarotas. Lo más habitual es que las mazarotas estén hechas con el mismo material que el molde, mazarotas naturales. Estas, en la práctica, alimentan las piezas con un 10 a un 15 % de su volumen inicial. Para que duren más se utilizan manguitos aislantes, isotérmicos, o con materiales que arden al contacto con el hierro, exotérmicos. En éstos, según el fabricante, está disponible un 76 % de material en comparación con el 10 % anterior (ver apartado Metal disponible). En la figura 15.1. se muestran las cantidades rechupadas en distintos tipos de mazarotas de acuerdo a Campbell

Figura 15.1.- Utilización de metal en diversas formas moldeadas en arena. a) y b) son con materiales normales, c) es la mazarota botella y d) un manguito exotérmico

De acuerdo con la Ley de Chvorinov, Apéndice I, la raíz cuadrada del tiempo transcurrido desde el final de la colada hasta el comienzo de la solidificación para un hierro nodular es :

265

t1 = M [1'05 + 0'0028(TP − 1.300)] y la raíz cuadrada del tiempo necesario para solidificar la misma pieza desde el momento de estar completa la colada es :

t 2 = M [2'4 + 0'0028(TP − 1.300)] donde : M = módulo (cm) TP = Temperatura de colada (º C) t = tiempo (minutos) Estas ecuaciones son válidas para hierros nodulares y moldes en arena en verde. En la medida en que el módulo de la mazarota sea mayor que el del segmento de la pieza al que está adosada permanecerá líquida más tiempo que el tal segmento. Este aserto de tipo general debe aclararse de inmediato. Ninguna pieza ni ninguna parte de ella va a solidificar simultáneamente en toda su extensión Con respecto a la mazarota (abierta o ciega) es de la mayor importancia que el líquido que contenga esté en comunicación con la atmósfera exterior. Una desviación importante de lo que es una mazarota correcta es la de la figura 15.2.

Fig. 15.2.- Mazarotas incorrectas

Ya se ha visto en los capítulos precedentes el cálculo del módulo de la mazarota por distintos caminos. Con aleaciones no grafíticas s/Campbell, hay un tamaño óptimo. La figura 15.3 muestra los resultados de Rao y ayudantes que investigaron tamaños crecientes sucesivos de mazarotas con una placa de una aleación de Aluminio y Silicio al 12 % Resulta interesante comprobar que cuando se extrapolan los datos a tamaño cero de la mazarota la porosidad es aproximadamente el 8 % frente al 7’14 % calculado para aluminio puro.

266

Figura 15.3.- Efecto del aumento del tiempo de solidificación de la mazarota sobre la sanidad

Con un módulo de mazarota 1’2 veces el de la pieza, la pieza está casi sana. La porosidad residual del 1 por % es probablemente gas disperso. Conforme crece el tamaño de la mazarota la solidificación de la pieza es ahora retrasada por la masa cercana de metal de la mazarota. Entonces, aunque un tamaño excesivo de mazarota no es un defecto por sí mismo, el retraso en la solidificación de toda la pieza aumenta el tiempo disponible para una precipitación posterior de hidrógeno como porosidad gaseosa. Sin embargo, resulta claro en este trabajo que una mazarota infradimensionada puede dar lugar a un porosidad muy seria, mientras que la sobredimensionada causa menos problema ( y también es verdad que el rendimiento sufre). Otro método simplifica el cálculo dando una fórmula más general y sencilla y es dar a la mazarota un módulo de 1’2 a 1’25 veces el de la pieza o segmento de pieza al que está adosada. Esto es válido con aleaciones no grafíticas y con piezas sencillas. MM = 1’2 a 1’25 MP Con formas complejas, el método utiliza la misma fórmula pero dando un coeficiente de forma al módulo de la mazarota : M’M = 1’2 a 1’25 M’P con : M’P = ω MP En la literatura hay dos reglas básicas para el mazarotado :

267

1)

La mazarota debe solidificar al mismo tiempo que la pieza o más tarde. Este es el criterio de transferencia de calor

2)

La mazarota debe contener suficiente líquido para compensar los requerimientos de la pieza y los suyos propios. Esto es conocido normalmente como criterio de volumen

Sin embargo hay una serie de reglas adicionales que no se suelen tener en cuenta pero que definen criterios térmicos, geométricos y de presión y que son absolutamente necesarias para obtener piezas completamente sanas. 3)

El cuello no debe crear un pozo caliente, es decir, tener un tiempo de solidificación mayor que cualquiera de las dos, pieza y mazarota.

4)

Debe existir un camino de alimentación a las regiones que lo necesiten.

5)

Debe existir un gradiente de presión suficiente para empujar el metal y el flujo creado debe ser en la dirección correcta.

6)

Debe haber la presión suficiente en todos los puntos de la pieza para evitar la formación de cavidades.

Es importante tener en mente que todas las mazarotas “techo” para una pieza necesitan estar situadas en el mismo plano horizontal. El camino más sencillo de cumplir este requisito es aumentar la altura sin aumentar el diámetro. El módulo de las mazarotas más altas se volverá algo mayor del necesario con un detrimento insignificante del rendimiento de la pieza. El módulo del cuello permanece intacto y el consecuente desequilibrio térmico da lugar a mazarotas incompletamente llenas pero con piezas sanas. El nivel más alto de las mazarotas puede estar en cualquier elevación en la medida que pueda compensar el líquido la contracción. A este respecto, la Alimentación por Alivio o Control de la Presión presenta una excepción. La transferencia líquida desde las mazarotas más altas a las más bajas es inevitable en la medida en que los segmentos delgados sean permeables al líquido. Las mazarotas más bajas serán por tanto alimentadas por las más altas. El resultado es que las más bajas no forman el vacío o hueco necesario, si no es que se llenan del todo. Esto, por su parte, evita la pérdida adecuada de presión de expansión. Una de las reglas claves de la Alimentación por Alivio de la Presión es consecuentemente que los techos de todas las mazarotas deben estar en el mismo plano horizontal. Las mazarotas se diseñan normalmente para maximizar la relación entre su volumen y su superficie de enfriamiento, el módulo. No es recomendable que sean esféricas (máximo módulo). Aún para pequeñas mazarotas, las corrientes térmicas llevan el líquido más caliente, el menos denso, al techo, manteniendo esa porción líquida más tiempo. El fondo, de alguna forma más frío, necesitará ayuda para evitar la solidificación del contacto con la pieza, el 268

cuello. Por tanto, las mazarotas bien diseñadas son más altas que anchas, teniendo el contacto en la parte inferior para que pueda ser calentado y son en general, aunque no necesariamente, circulares en su sección transversal horizontal. Las excepciones pueden darse para adosar una mazarota a varias piezas. Así pues, no es sencillo estandarizar la forma de las mazarotas. Aún así, en muchos diseños puede utilizarse los estándares disminuyendo el tiempo de cálculo. 15.2.- Mazarotas Abiertas vs. Cerradas (Ciegas) Se han producido satisfactoriamente millones de piezas en fundición gris y en esferoidal utilizando mazarotas abiertas. Algunas de ellas podrían incluso no tener porosidad interna. Por ello el consejo inequívoco de no utilizar nunca mazarotas abiertas sino siempre cerradas, puede caer como una sorpresa. El consejo proviene de las raíces del diseño de la mazarota aplicada. Como el método utiliza la expansión para compensar la contracción secundaria, una mazarota abierta lo suficientemente grande con un cuello igualmente grande , ambos activos hasta el final de la expansión, va a gastar toda la expansión en la transferencia del líquido expandido a la mazarota. Aunque la figura adjunta no es comúnmente representativa de este fenómeno, las “erupciones” en el techo provienen indudablemente de la transferencia del líquido expandido al interior de la mazarota. Todos los fundidores de hierro gris conocen las perlas exudadas en mazarotas abiertas.

Fig. 15.4.- Ejemplo típico de mazarota abierta

Además de prueba, innecesaria, de la expansión, esto también explica el tan conocido y deplorable defecto de porosidades en el área del cuello de la mazarota. Como toda o la mayoría de la expansión se ha consumido en la transferencia de líquido a la mazarota abierta, no existe ninguna expansión remanente para compensar la contracción secundaria. La solución más simple y elegante al problema es el uso de mazarotas ciegas. Obviamente se crea un vacío durante la contracción líquida pero, sin importar el tamaño de la mazarota y su cuello, no puede volver a la mazarota

269

más líquido que el vacío creado por la contracción líquida. Las mazarotas cerradas por tanto, salvaguardan parte de la expansión , la cual, convertida en presión compensará la expansión secundaria. El éxito con mazarotas abiertas es cuestión de suerte que puede variar con la temperatura de colada. El éxito con las mazarotas ciegas está asegurado, dando por hecho que el diseño es correcto y se ejerce un control razonable sobre la temperatura de colada. Una condición básica para que funcionen correctamente es que el líquido esté a la presión atmosférica. Y ello se logra con un diseño correcto del techo o superficie superior de la mazarota. 15.3.- Diseño del techo de la mazarota Se encuentra una variedad casi infinita de configuraciones de techos de mazarotas ciegas a lo largo de las distintas tecnologías y fundiciones. El propósito de todas ellas es que el molde tenga en ese punto un saliente o prominencia del molde de arena , el cual, estando rodeado por caldo caliente al final de la colada, no puede enfriarse tan rápido como para formar una capa sólida entre el molde y el hierro líquido. Cuando la contracción del líquido (después de la solidificación de los ataques) crea un pequeño vacío en el techo de la mazarota, el aire puede entrar fácilmente en ella y se evita la creación de vacío. En ese momento la presión del hueco en la mazarota es la atmosférica. El mejor diseño para este propósito es el que ofrezca la mínima cantidad de material del molde rodeado por el líquido. Son comunes las muescas o entallas en “V” que pueden ser más o menos efectivas dependiendo del ángulo de la V. También es necesario decir que contra más pequeña sea la mazarota techo, mayor es la probabilidad de formación de una fina capa sólida. Una fórmula bastante segura es un pequeño hoyuelo en el centro del techo de la mazarota. Con relativamente poco volumen, es efectivo incluso si el diámetro de la mazarota es solamente de 20 mm, exactamente el más pequeño que se osaría usar. El diseño del hoyuelo se sugiere en las figuras 15.6 y 15.7. Para mazarotas muy pequeñas el diámetro total y profundidad del hoyuelo pueden reducirse algo. (el diámetro total mostrado en la figura 15.7 es alrededor de 40 mm). Para las mayores puede ser más, pero la profundidad nunca necesita exceder los 20 mm. El diseño debe hacerse pensando en condiciones regulares del molde, especialmente con arena en verde. Aún así, el encargado de moldeo debe vigilar que no se rompe el molde y van mazarotas sin entallas en los sucesivos moldes

270

15.4.- Dimensionado de mazarotas con separación horizontal En cuanto a las dimensiones de la mazarota, el valor clave es la relación altura/ diámetro. El valor más recomendable es alrededor de 1’5. Ver figura 15.5. Esta relación puede reducirse a la unidad en el caso de emplear un manguito aislante o exotérmico (ver apartado final de este capítulo) Y al contrario, es prudente para mazarotas laterales situadas en un lado de la separación, aumentar la relación hasta 2. En todas las laterales es aconsejable que un 1’5 de la mazarota está por encima del centro térmico de la unión a la pieza.

Figura 15.5.- Relación altura /diámetro de una mazarota : a) techo b) lateral

Para la forma de la mazarota, depende parcialmente del cuello, como se verá en su capítulo. No obstante, se ofrecen aquí distintos tipos estándar según diversos autores. Las tablas de las figuras 15.6, 15.7 y 15.8 dan valores de dimensiones de mazarotas y cuellos así como pesos para distintas distancias mazarotapieza y para mazarotas techo.

271

Diámetro mazarota en mm

Módulo mazarota (cm)

Dimensiones cuello de la mazarota

a

b

C

(en mm)

(en mm)

(en mm)

Módulo Relación cuello (cm) MN/MF

50

0’95

20

18

25

0’52

0’55

60

1’10

25

23

30

0’65

0’59

70

1’30

25

25

35

0’73

0’56

80

1’50

30

30

40

0’85

0’57

90

1’70

30

35

45

0’98

0’58

100

1’90

30

35

50

1’03

0’54

110

2’05

40

40

50

1’11

0’54

120

2’25

40

45

55

1’24

0’55

130

2’45

40

50

60

1’36

0’56

140

2’60

50

55

70

1’54

0’59

150

2’80

50

60

80

1’71

0’61

175

3’30

50

70

90

1’96

0’59

200

3’75

60

80

100

2’22

0’59

225

4’25

60

90

110

2’47

0’58

250

4’70

60

100

120

2’72

0’58

275

5’10

70

110

140

3’08

0’60

300

5’60

70

120

150

3’33

0’59

Figura 15.6.- Relación módulos mazarota/módulo cuello para a=0’25-0’4 d

272

Diámetro

Peso

Módulo

Altura

Mazarota

mazarota

mazarota

mazarota

(mm)

(kg)

(cm)

(mm)

Altura cuello = d/2

Altura cuello = d/2’5

diámetro

Rectangular

Diámetro

rectangular

(mm)

(mm)

(mm)

(mm)

30

0’23

0’56

45

15

7 x 25

12

5 x 25

35

0’36

0’65

53

17

8 x 30

14

5 x 30

40

0’54

0’75

60

20

9 x 35

16

6 x 35

45

0’76

0’85

67

22

10 x 40

18

7 x 40

50

1’05

0’95

75

25

11 x 45

20

8 x 40

55

1’40

1’03

83

27

12 x 50

22

9 x 45

60

1’81

1’10

90

30

13 x 55

24

9 x 50

65

2’31

1’22

98

32

14 x 60

26

10 x 55

70

2’87

1’30

105

34

14 x 65

28

10 x 60

75

3’54

1’43

113

37

15 x 70

30

11 x 65

80

4’28

1’50

120

39

16 x 75

32

12 x 70

85

5’11

1’59

127

42

17 x 80

34

13 x 70

90

6’09

1’69

135

44

18 x 85

36

14 x 75

95

7’14

1’78

142

47

19 x 90

38

14 x 80

100

8’36

1’90

150

49

20 x 95

40

15 x 85

Figura 15.7.- Relación módulos mazarota/módulo cuello para a=0’15-0’20 d

273

Diámetro

Módulo mazarota*

Dimensiones de la mazarota

Mazarota

Peso

Tronco

mazarota

apoyo

(kg)

(mm)

(cm) (mm) H (mm)

D (mm)

H (mm)

50

0’95

75

32

20

0’94

2’5

60

1’10

90

38

20

1’65

2’5

70

1’30

105

44

25

2’86

2’5

80

1’50

120

50

30

4’05

3

90

1’70

135

56

30

5’56

3

100

1’90

150

62

35

7’58

3

110

2’05

165

68

40

10’06

4

120

2’25

180

74

40

12’82

4

130

2’45

195

80

40

16’82

4

140

2’60

210

86

45

20’94

4

150

2’80

225

92

50

25’67

4

175

3’30

260

110

55

40’70

6

200

3’75

300

125

65

63’35

6

225

4’25

340

140

75

87’49

6

250

4’70

375

155

80

119’41

8

275

5’10

410

170

90

157’55

8

300

5’60

450

185

100

205’51

10

*

) Módulo de mazarota con H=1’5 D

Figura 15.8I.- Valores mazarotas techo

274

Para el diámetro de la mazarota una fórmula sencilla y rápida es hacerlo 5 veces el módulo. (El mínimo valor práctico para otro autor es de 5 cm). En cuanto a la forma, en la figura 15.9 se muestran tres tipos distintos con la fórmula de cálculo de sus dimensiones en función del módulo, s/Karsay.

Fig. 15.9.- Formas estándar de mazarotas

En cada una se muestra la sección de su techo. Es una entalla en forma de hueco o pocito ( a veces cuña) que penetra en la mazarota. Su forma puntiaguda está suficientemente calentada para evitar que incluso una delgada capa de hierro solidifique con lo que se sigue manteniendo el contacto con la atmósfera. Otras formas de diseño, tipos estándar, se muestran en la figura 15.10

275

Fig. 15.10.- Formas estándar de mazarotas

La relación entre el diámetro en la partición de moldes y el módulo, de acuerdo a cada tipo, se muestra en la figura 15.11

Fig. 15.11.- Diámetro de la mazarota en función del tipo y del módulo

Y sus pesos en función del diámetro en la figura 15.12

276

Fig. 15.12.- Peso de las mazarotas en función del diámetro t el tipo

15.5.- Mazarotaje con separación vertical. 15.5.1.- Cálculo de la mazarota En principio, son válidos todos los principio vistos. No obstante, DISA propone para el cálculo del módulo de la mazarota una fórmula de proporcionalidad. Según DISA, para calcular la mazarota que hay que aplicar a la pieza en la sección correspondiente, hay una fórmula empírica por la que el módulo de solidificación de la mazarota, MM, depende del de la parte de la pieza que tiene que ser alimentada por la mazarota, MP, a través de una constante llamada factor de mazarotaje, K.

MM = K × MP El factor K es determinado experimentalmente y su valor depende de las condiciones térmicas durante la alimentación , etc. Su valor es aproximadamente : Ø Fundición gris hipoeutéctica

0’6 – 1’0

Ø Fundición nodular

0’8 – 1’1

Ø Fundición maleable

1’2 – 1’4

Las dimensiones deben ser un poco mayores que las teóricas Hay dos perfiles standard de mazarota elegidos por DISA, esfera y cilindro. Los distintos perfiles se muestran en la Figura 15.13. Se calculan el

277

volumen y el módulo para los distintos diámetros. La muesca de 40º crea una “mancha” caliente en su centro. Esto asegura que el centro de la mazarota se queda líquido más tiempo y mantiene la mazarota abierta a la presión atmosférica, aun cuando se ha creado la costra de solidificación. La figura 15.15 muestra un ejemplo de mazarota estándar.

Figura 15.13.- Mazarotas estándar con separación vertical 15.5.2.-Ejemplo de cálculo de alimentación

En el caso de la pieza de la figura 15.14, la parte más compacta de la pieza es el resalte cilíndrico que tiene un diámetro de 3’5 cm y una altura de 8 cm. El mayor módulo de la pieza es pues :

278

MC =

D× H 3.5 × 8 = = 0.72cm 2( D + 2 H ) 2(3.5 × 2 × 8)

Figura 15.14.- Ejemplo de pieza a mazarotar

Su colocación en molde se ve en la figura 15.15.

Fig. 15.15.-

Colocación en molde de la pieza del ejemplo

Se coloca la mazarota en la parte superior del resalto cilíndrico para : 279

-

obtener solidificación direccional

-

ayudar a las fuerzas gravitatorias

Procedimiento : a. El módulo de la parte más caliente ya ha sido calculado y vale : MC = 0’72 cm b. Se aplica un valor de K, factor de mazarotaje de entre 0’8-1’1, por ser fundición nodular. Con K = 1’1, MR ≥ 1’1 x 0’72 ≥ 0’79 cm c. De la tabla de la figura 15.13 de perfiles de mazarotas se elige la de tamaño superior más próximo, entre las cilíndricas. El nº 6 tiene el módulo de 0’84 cm y sirve. d. El diámetro de la mazarota es : DR = 45 mm e. El diámetro del cuello será : DN ≥ 45/3 ≥ 15 mm y su sección (circular): AN = 177 mm2 f. Se elige un perfil cuadrado, de donde : a = 13’3 mm

Fig. 15.16.- Ejemplos prácticos de mazarotas estándar

280

15.6.- Metal disponible. Volumen de alimentación La figura 15.1 ilustra cómo las mazarotas normales son bastante ineficaces en cuanto a la cantidad de metal líquido que son capaces de suministrar. Esto es por que ellas mismas van solidificando a la vez que las piezas. Si hay mazarotas ciegas a niveles más bajos que otras, abiertas o ciegas, para estas últimas, las primeras es como si formasen parte de la pieza. Las mazarotas ciegas solamente empiezan a operar independientemente cuando solidifica la vía de alimentación desde la superior. Esto ocurre cuando el frente de solidificación ha progresado una distancia de d/2 donde d es el espesor de la sección más gruesa de la pieza entre las mazarotas ciegas y las techo. Entonces el volumen de las mazarotas ciegas está disminuido por la capa de espesor d/2 que ha solidificado en sus paredes internas. El nuevo fallo que puede venir es que el líquido haya perdido su contacto con la atmósfera por que la capa lo ha cerrado. Entonces la mazarota no suministra ningún metal. Las mazarotas obtenidas partiendo del módulo y del número de mazarotas no siempre satisfacen las necesidades de alimentación pudiéndose producir rechupes. En estos casos hay que confirmar los cálculos a partir de los siguientes datos: ν

Peso de pieza o piezas a alimentar.

ν

Peso de mazarota

ν

% Contracción o Rechupe. (Ver figuras 6.3 y 6.4)

ν

Capacidad de alimentación de la mazarota.

Peso pieza alimentable (W): W =

Peso mazarota (kg ) ⋅ Capacidad Alimentación (%) Re chupe(%)

Las mazarotas determinadas hasta ahora pueden no ser lo suficientemente grandes desde el punto de vista de rechupe. En tal caso se deben utilizar mazarotas mayores. Se debe asegurar que en la mazarota haya la cantidad de metal suficiente para alimentar la pieza. En el método de Holzmüller y Kucharcik, ver Nomograma de figura 14.1, con el diagrama de la derecha se obtiene el porcentaje de rechupe, 1’6 % en el ejemplo. Este % de rechupe, multiplicado por el peso de la pieza, nos da la contracción. Comparada ésta con el peso de la mazarota multiplicado por su rendimiento, nos dirá si es o no suficiente el volumen de la mazarota para

281

alimentar la pieza (habrá que aplicar el % de rechupe al peso total de pieza más mazarota). Asimismo, este porcentaje de rechupe habría que aumentarlo algo con moldes blandos. Son necesarios, pues, los siguientes datos : a) Proporción de metal disponible en la mazarota, C % Metal útil proporcionado por la mazarota: ν

Mazarotas arena calientes = 16%

ν

Mazarotas frías = 10%

ν

Mazarotas aislantes = 27%

ν

Mazarotas exotérmicas = 33%

b) Contracción de la aleación. Determinar el porcentaje de rechupe basándose en el nomograma del capítulo 14 en la parte derecha y la parte central. Trazar, desde el punto B en la línea de módulo de pieza, una línea horizontal hasta que se encuentre con la línea de la temperatura del metal en el molde. (Este debe estimarse a partir de la temperatura de colada y suele ser 50 º C menor). Leer verticalmente la contracción/ expansión, S, en el eje horizontal. c) Movimiento del molde (M %) La deformación del molde puede variar desde 0 con moldes duros hasta 2 % con arena en verde Hay que añadir el movimiento de las paredes por la expansión para obtener el valor final de S. Si es positivo o cero la pieza no necesitará alimentación. d) El peso de metal de la mazarota a considerar (WM) El peso pieza a alimentar (W P) que puede ser alimentado por la mazarota de peso W M es : WP = [C/100] x [100/S] x [W M] Suponiendo que C cubre la contracción de la propia mazarota además de su efectividad. Si el peso total de la sección de la pieza que requiere alimentación es mayor que Wp hay que aumentar entonces las dimensiones de la mazarota hasta que se verifique la igualdad. O lo que es lo mismo : 282

Wm = W P x [100/C] x [S/100] =

WP C

Así, p. ej., para manguitos exotérmicos : Wm =

WP ⋅ Re chupe pieza 33

Otro camino para calcular el metal necesario de alimentación de la pieza, calculado ya el diámetro de la mazarota, es ver el volumen de ésta por encima del punto más alto de la pieza representa el líquido disponible. Su cálculo inmediato se efectúa con los diagramas adjuntos, 15.17 y 15.18. Conociendo D se saca la medida “X” (de acuerdo con la figura) y se utiliza el diagrama para sacar el volumen efectivo de metal de alimentación

Fig. 15.17.- Cálculo de la altura efectiva de la mazarota

283

Fig. 15.18.- Volumen de metal alimentador que tiene que haber por encima del punto más alto de la pieza en la mazarota ciega

Ejemplos :

X

Volumen efectivo de metal de alimentación

Nº

Diámetro de la mazarota en la partición

1

5 cm

6 cm

84 cm

2

8 in

1 in

33 in

3

3

El volumen alimentador es solamente el de la parte de la mazarota por encima del punto más alto de la pieza y será entre un 3 y un 5 % del volumen de la pieza. Añadiendo la propia mazarota se recomienda un 5 % del peso de la pieza. Para el caso de mazarotas con separación vertical, DISA proporciona la tabla de la figura 15.19 adjunta.

284

Figura 15.19.- Mazarotas estándar con separación vertical y líquido de alimentación

De acuerdo a otro autor el líquido requerido para alimentar se muestra en la figura 15.20. La información dada en este diagrama es segura y moderada. Por ello no se han diferenciado los distintos componentes de la familia de los hierros grafíticos.

Fig. 15.20.- Líquido de alimentación por encima del punto más alto de la pieza

Todo el líquido necesario para alimentar debe estar localizado por encima del punto más alto de la pieza. Cuando se alimenta con el bebedero no

285

es preciso hacer comprobaciones. A las mazarotas techo se les asigna un 100 % de disponibilidad (Ver no obstante Diseño del techo de las mazarotas) El líquido inicial es suministrado inicialmente por el bebedero. En el caso de piezas relativamente delgadas (módulo máximo, 0’4 cm para fundición esferoidal, 0’75 cm para hierro gris no inoculado en molde de arena en verde) todo el proceso de alimentación completo puede ser hecho por el bebedero. Si se utilizan moldes rígidos, nace la tentación de aumentar el módulo de los ataques de acuerdo a las necesidades de alimentación y prescindir de las mazarotas. Aunque esto es siempre posible, no es necesariamente favorable para el rendimiento. Los grandes ataques requieren grandes troncos y bajadas lo que disminuye el rendimiento. Además, puede bajar tanto el tiempo de colada que haga ésta impracticable. El rendimiento puede perfectamente ser superior divorciando los sistemas de alimentación y llenado para piezas de espesores medios y gruesos. El líquido disponible en mazarotas estándar de costado (figura 15.9) se muestra en la figura 15.21. Si se queda corto hay que aumentar el volumen de la mazarota. En general, como ya se ha dicho, un 5 % del volumen de la pieza debe estar en la mazarota por encima del nivel más alto de la pieza. La figura 15.20 muestra el líquido necesario para alimentar y la figura 15.21 el disponible

286

Fig. 15.21.- Líquido disponible en la mazarota

Según otra versión, de acuerdo con R. Hummer, el tamaño de la mazarota viene determinado por la necesidad de alimentación. Depende mucho menos de la composición del metal que de la estabilidad del molde. Para una mazarota normal de altura 1.5 veces el diámetro, el tamaño puede calcularse como sigue . Vsp =

VG ⋅ S 3 = ⋅π ⋅ d3 X 8

d=

3

8 ⋅ VG ⋅ S 3⋅ π ⋅ X

Vsp = Volumen de la mazarota en cm3

287

VC = Volumen de la pieza en cm3 S = % de volumen de alimentación necesario X = Proporción volumétrica de metal líquido a extraer de la mazarota en % d = Diámetro de una mazarota normal en cm La alimentación necesaria, suponiendo una calidad óptima del metal, es de 0 a 2% con arenas de fraguado químico y de 6 a 8 % con arena en verde. El rechupe de la mazarota propiamente dicho no se ha considerado en la confección de la fórmula anterior ya que se considera despreciable en comparación con el hinchamiento de la cavidad del molde. Este, por sí mismo, causa un cambio muy pequeño en la cima de la mazarota. La proporción de metal líquido extraído de la mazarota por succión está influenciada por su tipo y forma (de la mazarota) . Es aproximadamente un 14 % para una mazarota fría normal cilíndrica en la que la altura es 1.5 veces el diámetro y sobre un 70 % para una mini-mazarota exotérmica. El % de magnesio no tiene casi influencia en las necesidades de alimentación, como se ve en la figura 15.22.

Fig. 15.22.Influencia del contenido de Mg sobre el volumen de alimentación 3 requerido S y el diámetro d Sp para un volumen de pieza de 1000 cm

En ella se ven tres cubos con sus respectivas mazarotas, fundidos en moldes de arena en verde, con porcentajes de magnesio que van desde 0,02 a 0,08 %. La altura de la mazarota residual es inversamente proporcional a la alimentación requerida y sus valores son 6,5, 6,8 y 6,3 %. Estas diferencias carecen de importancia práctica. Si las necesidades de alimentación se calculan con una pieza de 1.000 cm3 de volumen, los diámetros de las mazarotas necesarias varían solamente entre 73 y 74 mm, diferencia que puede despreciarse.

288

La necesidad de alimentación S se calcula a partir del peso de la mazarota residual Wsp y el peso de la pieza W G, de acuerdo a la siguiente fórmula (en este caso, el peso de la mazarota total que no ha cedido ningún metal es 930 gr.) S=

930 − WSp WG + WSp

⋅ 100

%

Como ejemplo, en la figura 16.6 se presenta el caso de una pieza de 5 kg de peso con un módulo de 1,2 cm. En este caso, para una necesidad de alimentación de un 4 %, las dimensiones de la mazarota de 55 mm de diámetro M Sph y 83 mm de alto y una relación de M G de 0,6, son necesarios un módulo del cuello de 0,72 cm y la correspondiente sección de 2,1 x 4,2 cm o 2,9 x 2,9 cm. El módulo de la mazarota es un 98 % del módulo de la pieza, lo que garantiza un tiempo de solidificación adecuado. Las mazarotas dimensionadas de esta forma, se adaptan bien con la práctica si los parámetros se adaptan a las condiciones de trabajo. La medición de la necesidad de alimentación así como la dilatación durante la cristalización, no solamente proporciona una base fiable de dimensionamiento de la mazarota sino también, una explicación sencilla del proceso de alimentación. Desde luego, solamente atañe a uno de los aspectos de la alimentación de la fundición esferoidal. No se han mencionado aquí cuestiones relativas a la posición de la mazarota, distancia de alimentación, flujos de masa en piezas y sistema de alimentación y la técnica de colada y ataque. 15.7.- Mazarotas especiales 15.7.1.- Mazarotas con machos “separadores” El uso de machos Washburn, “para desmazarotar” , entre pieza y mazarota facilita el quitarlas. Si son caseras, su espesor y el diámetro de la abertura deben elegirse de forma que el área de contacto efectiva no se reduzca.

Fig. 15.23.- Macho separador cerámico

289

De acuerdo a Wlodaver, deben mantenerse las siguientes relaciones :

Módulo de la mazarota, Espesor macho, Diámetro cm cm cm 1

0’42

1’95

2

0’84

3’9

3

1’26

5’9

4

1’7

7’8

5

2’1

9’7

abertura,

Hay en el mercado mazarotas isotérmicas (y exotérmicas) con el macho incorporado (ver figura 15.24)

Fig. 15.24.- Mazarota con corteza aislante, isotérmica con macho cerámico separador incorporado

15.7.2.- La mazarota “botella” Es importante que la contracción primaria se cree cuanto antes en la mazarota para que ésta alimente a la pieza. Si el metal líquido de la mazarota no está en contacto con la atmósfera (abertura superior) la mazarota no trabaja. El diseño clásico de la mazarota con la parte superior plana o redondeada con una entalla o un cono, no garantiza siempre que la mazarota contraerá. El control de la temperatura también es importante pues estas mazarotas trabajan bien a altas temperaturas pero no a la inversa. La fundición nodular tiende a formar rápidamente una película estable y esto especialmente a baja temperatura, lo que se debe a la presencia de magnesio en el metal lo que contribuye a oxidar la capa superficial; una vez que se ha formado esta película el metal líquido ya no está en contacto con la

290

atmósfera y se crea un vacío en el interior de la mazarota. en este momento la mazarota no podrá alimentar a nos ser que comience la acción de la presión. La mazarota “botella” llamada también “Mazarota Heiner” tiene la parte superior tan pequeña que empieza a contraer muy deprisa. Con el fin de alimentar suficientemente de metal líquido estas mazarotas deben ser más altas que las formas clásicas que son generalmente 1’5 de altura para 1 de diámetro. La relación entre diámetro y altura de la mazarota botella variará en relación con la necesidad de metal de alimentación requerido. Habitualmente es el 4 %. Puesto que esta mazarota es muy eficaz, puede mejorar el proceso e ir hasta el 2 % y más allá. La determinación de las dimensiones es muy simple : se determina en función del módulo significativo de la pieza y su peso y estos darán el metal necesario. Los métodos clásicos utilizan la calidad del metal y el módulo significativo para encontrar el módulo de transferencia (mazarota) que permita calcular el diámetro de la mazarota y la cantidad de metal necesario que puede compararse con el metal útil de la mazarota. El cálculo del cuello es idéntico para los dos métodos. Cálculo de la mazarota botella : •

Diámetro de la mazarota (base) = 4(módulo significativo) – diámetro superior de la mazarota

•

Cantidad de metal de alimentación = 4 % del peso colado

•

Volumen de metal útil en la mazarota : es determinado por el diámetro superior de la mazarota y la relación entre este diámetro y la altura (ver tabla de figura 15.25; tomar la altura máxima posible de la mazarota compatible con la caja de moldeo)

•

Relación H : D –

(Altura : Diámetro superior de la mazarota)

8:1 Diá. Sup mm

6:1

5:1

Alim.

Diá. Sup

Alim.

Diá. Sup

Alim.

gr

mm

gr

Mm

gr

10

44

10

32

10

28

20

352

20

264

20

219

30

1.186

30

890

30

741

40

2.813

40

2.110

40

1.758

50

5.495

50

4.121

50

3.434

Figura 15.25.- Dimensiones mazarotas botella

291

Figura 15.26.- Dimensiones de mazarota botella

Ejemplo .Peso de la pieza : 85 kg Altura de la caja superior de moldeo : 330 mm Módulo significativo de la pieza MS = 15 mm •

Metal de alimentación necesario : 4 % de 85 kg, 3.400 gramos

•

Selección en la tabla de alimentación : en función del diámetro superior de la mazarota (50 mm) y de la relación posible de altura del chasis 330 mm (5:1) se saca 3.434 gr. de metal necesario

•

Diámetro de la base de la mazarota : 4 MS (60 mm) + el diámetro superior de la mazarota = 110 mm

•

Altura de la mazarota 5 x 50 mm = 250 mm

15.7.3.- Mazarota Connors Más recomendable en moldes con separación vertical y piezas más bien delgadas. Se utilizan en sitios donde las limitaciones de espacio de la placa modelo o consideraciones de limpieza o acabado de la pieza impiden el uso de mazarotas convencionales. El cuello de alimentación se forma como una solapa que no debe tener normalmente un espesor superior a 1-3 mm. Los dos ángulos calientes

292

Figura 15.27.- Mazarota de bloque Connor (A) y su ubicación en relación a la línea de partición (B)

aseguran alta eficacia de alimentación del “cuello de la mazarota” longitudinal. Necesitan, sin embargo, un filete de R = 1-3 mm por razones de resistencia de la arena de moldeo. Por razones obvias, la mazarota de bloque Connor sólo se puede utilizar con piezas situadas en su conexión con la mazarota en un solo lado de la partición.

Figura 15.28.- Mazarotas bloque Connor

Ejemplo .- Veamos el cálculo de la pieza de la figura 15.28. 1. El módulo de solidificación de la pieza (MP ) será aproximadamente el de una barra de sección cuadrada que, de acuerdo a las tablas de la figura 9.1, será : MP =

a ⋅b 2'5 x15 = = 0'58 cm 2(a + 2b) 2(2'5 + 2 x15)

2. La pieza es de fundición gris y el factor k será : K=1 3. De la fórmula :

293

Mm ≥ K x MP El módulo de la mazarota será : MP ≥ 1 x 0’58 cm MP ≥ 0’58 cm ≅ 0’6 cm Si se elige por ejemplo un corte de sección transversal trapezoidal (Figura 9.1) como mazarota, su módulo será : Mm = 0’43 a = 0’60 cm Luego a = 1’4 cm = 14 mm 15.8.- Modificación del módulo de la mazarota 15.8.1.- Manguitos exotérmicos y aislantes Son casquillos que se emplean para modificar el módulo de la zona adyacente. Tienen la ventaja de mejorar el rendimiento neto/bruto, por necesitar menor volumen para un mismo módulo y también, su separación de la pieza (ver 15.7.1). Su inconveniente es el precio y, a veces, la contaminación del metal. En circuitos cerrados de arenería, arena en verde p. ej., contaminan el circuito, ya que su composición se basa en la criolita, que es un fluoruro y puede dar problemas ( se detecta por el contenido en flúor de la arena) Para evitar la contaminación, se pueden encapsular los manguitos en flaneras de hierro para que se queden ahí y luego echarlas al horno. Son adecuados para sustituir a mazarotas frías, porque a pesar de llegar el hierro frío, las aislantes mantienen su temperatura más tiempo que la pieza y las exotérmicas incluso la incrementan. Los materiales exotérmicos están constituidos por mezclas análogas a la “termita” y una materia portadora (arena o chamota ligera) y se basan en el proceso de reducción aluminotérmica desarrollado en 1894 por H. Goldsmidt : 3 F3.O4.+ 8 Al = 4 Al2.O3.+ 9 Fe + 795 kcal La combustión de la mezcla de óxido de hierro y polvo de aluminio genera gran cantidad de calor que redunda en un considerable aumento de temperatura en el exotérmico. Con frecuencia se ha intentado sustituir el caro polvo de aluminio por carbón en polvo, puesto que la combustión completa de 1 kg de carbono produce 8.100 kcal, en tanto que 1 kg de aluminio, que al quemarse forma óxido de aluminio, proporciona 7.400 kcal. Todos los intentos de este tipo han fracasado por partir de una conclusión falsa. El aumento de temperatura con la reacción aluminotérmica es mucho mayor por formarse sólo productos de la reacción sólidos (Al2.O3) que

294

retienen el calor, en tanto el dióxido de carbono gaseoso reparte el calor de reacción, de por sí más elevado, por un espacio mucho mayor. Las mazarotas exotérmicas no son en todos los casos más económicas que las no exotérmicas, tal como hacen propaganda muchos fabricantes. El camino es calcular ambas correctamente y tener en consideración todos los factores. En las exotérmicas, no se forma el cono; el metal va bajando casi plano y en lugar del 14 % de volumen efectivo, puede aprovecharse en ellas- con un margen de seguridad de 1/3 de la mazarota- hasta el 66 % de su volumen. El valor calórico de los productos comerciales asciende a unas 1.480 cal/g, de las que sólo un fracción es aprovechada para calentar el metal de la mazarota. Con las camisas exotérmicas de espesor usual de pared (1/5 del diámetro de la mazarota) el tiempo de solidificación se duplica frente al de una mazarota no calentada de igual tamaño (las camisas exotérmicas más gruesas pueden hasta triplicar el tiempo de solidificación, lo que, sin embargo, no debe considerarse económico). Así pues :

texot..= 2 tno exot.

Ya que el tiempo de solidificación t es proporcional al cuadrado del módulo en cuestión, de donde se sigue, en general : T ≅ M2 y:

M2exot. ≅

2 Mno exot.

El módulo de una mazarota exotérmica muestra por tanto, un aumento de aproximadamente 1’4 veces. Un desarrollo posterior de las mazarotas exotérmicas lo constituyes los “paddings”, con cuya ayuda se puede aumentar la distancia de alimentación de una mazarota y alimentar también masa de material a través de secciones más delgadas. Cuando se emplean productos exotérmicos hay que procurar una buena evacuación de los gases del molde. Deben almacenarse en sitios secos. Deben arder con poco humo y no alterar la composición ni la estructura del metal de la mazarota. Con piezas muy grandes que tarden mucho en solidificar, como el tiempo de combustión de los productos exotérmicos es limitado, las mazarotas que los usan pierden prematuramente su eficacia. En estos casos se puede calentar eléctricamente la mazarota. Con un electrodo, la intensidad de corriente es de 300 a 400 A, la tensión del secundario, 70 V y el diámetro del electrodo, de 50 a 60 mm. El suministro de energía necesario corresponde, con un buen aislamiento térmico d la mazarota, al calor de fusión, o sea, unas 64 kcal/kg de contenido de la mazarota. Esta mazarotas calentadas eléctricamente 295

pueden vaciarse hasta sus 2/3. La segregación en la proximidad del cuello debe tenerse en cuenta y la composición del metal a elaborar con las piezas posteriores debe, en ciertas circunstancias, ajustarse de acuerdo con la segregación ya sobrevenida en la pieza fundida. 15.8.2.- Cálculo manguitos Los distintos suministradores de estos elementos facilitan todos los datos necesarios, módulo, unión a pieza, peso, etc. Para el CTIF, en base a numerosas experiencias, cuando el espesor de la pared del manguito, bien exotérmico o bien isotérmico es 0’10 veces el diámetro de la mazarota se comportan a grosso-modo como si modificasen el módulo real de la mazarota dando un módulo ficticio tal que : Maislante = 1’5 MM Con los productos corrientes del mercado la reducción puede ser del orden de un 20 a un 30 % de la mazarota ordinaria rodeada de arena. Ya se ha visto anteriormente el cálculo de manguitos exotérmicos s/Holzmüller y Kucharcik 15.9.- Distancia de alimentación. Nº de mazarotas 15.9.1.- Bases metalúrgicas. Alimentación Aplicada El concepto de distancia de alimentación es distinto cuando se aplica a las fundiciones grafíticas que si se hace para otras aleaciones comerciales. Con el Diseño Sin Alimentación no ha lugar. Con la Alimentación Aplicada Directamente no tiene límite pues la transferencia de líquido es ilimitada. El único método en la familia de la alimentación aplicada que implica el examen de la distancia de alimentación es el de ACP. ¿Por qué está limitada la distancia de alimentación? En el proceso de solidificación, minúsculas diferencias locales en la velocidad de extracción de calor por el molde dan lugar a diferencias en el espesor de la capa solidificada contra la pared del molde. Aparecen primero como picos en ambos lados de la pared del molde. Conforme progresa la solidificación , algunos picos de ambos lados se van a unir y formar un obstáculo físico a la transferencia de líquido. La restricción no es seria. Sin embargo, conforme esos picos empiezan a convertirse en “arrecifes” de dos dimensiones, la transferencia de líquido es obstaculizada inicialmente y detenida al final cuando alguno de estos arrecifes bloquea toda la sección. Los hierros grafíticos comparten su morfología de solidificación con muchas otras aleaciones. La acción de temple del molde inicialmente frío produce solamente una capa sólida delgada (0’5 a 1’5 mm de espesor) mientras que el líquido encerrado reduce su temperatura sin ningún recrecimiento significativo del espesor de la capa sólida junto a la superficie del

296

molde. Los arrecifes bloque antes pueden solamente formarse si el espesor del paso (módulo) es pequeño. Como ya se ha dicho, solamente el método de alimentación por Control o Alivio de Presión , que depende de la transferencia de líquido hasta que se tiene un 70 % de sólido puede presentar problemas con la distancia de alimentación. (La severidad del problema es mayor con hierros grises y menor con esferoidales). Se pueden encontrar problemas de distancia de alimentación con módulos de hasta 1’0 a 1’2 cm. Más allá, la distancia de alimentación no es una preocupación. En la figura 15.29 se muestra la distancia de alimentación en función del módulo del segmento transmisor

Fig.15.29.- Distancia de alimentación en función del módulo de la sección de paso

15.9.2.- El concepto de distancia de alimentación Distancia de alimentación o radio de acción de una mazarota es la aptitud que presenta la mazarota para suministrar metal líquido a la pieza sobre una distancia determinada. En moldeo en arena esta noción está ligada directamente a la naturaleza de la aleación y su modo de solidificación y al espesor y la forma de los elementos de la pieza a mazarotar. Para una parte de la pieza este concepto determina el nº de mazarotas idénticas necesarias y la distancia entre ellas para garantizar la sanidad interna.

297

Una pieza compacta puede ser alimentada normalmente por una simple mazarota. En muchas piezas de diseño complejo la figura global puede dividirse fácilmente en zonas simples para alimentar, cada una centrada en una sección gruesa separada del resto por miembros más restrictivos. Cada sección puede ser alimentada por una mazarota individual calculada separadamente y la pieza principal es el factor principal que determina el nº de mazarotas requerido. Sin embargo, con piezas muy extensas, por ejemplo la brida de una polea, hay que introducir el concepto de distancia de alimentación. La distancia de alimentación consta de dos componentes : El efecto de extremidad, E, producido por el aumento de enfriamiento por la presencia de bordes y esquinas y El efecto de radio de acción causado por la proximidad de la mazarota En la figura 15.30 se muestran los conceptos de radio de acción y efecto de extremidad

Figura 15.30.- Detección por controles radiográficos de las distancias A y E

En ensayos realizados por el CTIF con acero aleado en moldes cerámicos, se ha demostrado la influencia extrema que ejerce la temperatura inicial del molde sobre la distancia de alimentación, figura 15.31

298

Figura 15.31.- Influencia de la temperatura de precalentamiento de la coquilla sobre la longitud de alimentación A + E de un acero GX10Cr13 (caso de barras)

Los ensayos han encontrado también que las distancias de alimentación aumentan con el espesor de las probetas. Y que, a igualdad de espesor, son mayores en placas que en barras. La figura 15.32 es el resultado de una de las pruebas con placas, con dos niveles de exigencia de calidad s/la norma ASTM E192

299

Figura 15.32.- Distancias de alimentación en placas de acero GX15CrMoV6, coladas en coquillas cerámicas, en función del espesor, para 2 clases de calidad según ASTM E192

15.9.3.- Valores de las distancias de alimentación Aunque, como se ha visto, las distancias de alimentación dependen de diversos factores, la literatura muestra tablas y valores más o menos fijos, en función del espesor de la pared por la que tiene que pasar el líquido alimentador (la sección más delgada de tal paso). Así, si denominamos DA al factor corrector de la distancia de alimentación, la tabla de la figura 15.33 muestra este valor para distintas composiciones de la fundición :

300

Tipo fundición

Carbono Equivalente

DA

Gris laminar

3,0

6,5

3,4

7,7

3,9

8,8

4,3

10,0

3,6

6,0

4,2

6,5

4,3

7,0

4,4

9,0

Nodular

Figura 15.33.- Valores del factor Distancia de Alimentación para distintos materiales

siendo :

Radio de Acción =(DA x t) / 2 Efecto Extremo = (DA x t) 5/8

donde t es el espesor en mm de la sección más delgada de la pieza.

Figura 15.34.- Distancia de alimentación para piezas de acero. A) Placa (anchura/ espesor > 5:1). B) barra (anchura /espesor < 5:1)

301

La mayoría de los autores dan al radio de acción un valor de 2 veces el espesor t y al efecto extremo 2,5 veces t para el caso de Placas y 1,5 veces t para el radio de acción y 6 veces t para el total radio más extremo para el caso de barras. esto se ilustra en la figura 15.34 La distancia efectiva puede aumentarse colocando un enfriadero contra la pieza a medio camino entre dos mazarotas o colocando un enfriadero en el extremo. Los enfriaderos ya se han visto en el capítulo correspondiente. En la figura 15.34 se muestran estas alternativas. Se ve cómo aumentan el radio de acción y el efecto extremo. Con referencia a la figura 15.34, FOSECO da las siguientes tablas (figuras 15.35 y 15.36) :

Figura 15.35.- Distancia de alimentación para hierro nodular

302

Figura 15.36.- Distancia de alimentación para hierro laminar

15.9.4.- Número de mazarotas Como el radio de acción se mide desde la pared de la mazarota, el nº de mazarotas a adosar en un conducto será la longitud dividida por la suma del diámetro de cada mazarota más la distancia entre ellas o los enfriaderos calculada por las fórmulas anteriores. 15.9.5.- Prueba de distancia de alimentación La pieza de prueba consiste en una barra cuadrada (40x40 mm) con longitud de 300 mm. La barra tiene un módulo de 1 cm. Si se añade un ángulo de salida sugerimos hacer la barra con una altura de 40, una anchura superior de 40 y una anchura inferior de 42 mm. La mazarota está conectada a un lado de la barra. La mazarota debe tener una altura de 80 mm, un diámetro superior de 60 y uno inferior de 70mm. Conectar el ataque a la mazarota. Altura de ataque que se sugiere = 5 mm y anchura = 25 mm.

303

Fig. 15.37.- Patrón para ensayo de distancias de alimentación.

Con objeto de comprobar la longitud de alimentación para una aleación y sistema de molde determinados sugerimos el siguiente proceder: 1. Fundir por lo menos dos barras de ensayo. Usar la temperatura normal de colada. 2. Separar la mazarota y cortar la barra de prueba en dos mitades longitudinalmente 3. Medir las distancias A y E como se señala en el croquis. La distancia A es el radio de alimentación sin efecto final. A + E es la distancia total de alimentación incluyendo el efecto final. Para Pellini y colaboradores, la distancia de alimentación es simplemente = 4’5 veces el espesor de la que 2’5 corresponden al efecto extremo y 2 al de la mazarota con aceros al carbono en moldes de arena en verde. La adición de un enfriadero aumentó la distancia en 50 mm (ver figura 15.38)

304

Figura 15.38.- Resultados de Pellini (1953) para : a) distribución de temperaturas en una barra de acero solidificada. B) dist5ancias de alimentación para placas de acero en arena en verde.

Es interesante reseñar que el tamaño de la mazarota a partir del óptimo no influye en la distancia de alimentación En la figura 15.39 se muestran cuatro aspectos que ilustran la noción de zona de acción, de acuerdo a otra fuente. Se trata de barras o placas de determinado espesor.

305

Figura 15.39.- Concepto de distancia de alimentación

Para los valores de B, E y E’ se dan los gráficos de las figuras 15.40 y 15.41

Figura 15.40.- Zonas de acción y efectos de extremidad y enfriadero para placas con aleaciones férreas

306

Figura 15.41.- Zonas de acción y efectos de extremidad y enfriadero para barras con aleaciones férreas

307

16.- DISEÑO DEL CUELLO 16.1.- Generalidades Cuando se usan mazarotas el deseo siempre es minimizar el contacto con la pieza para facilitar el desmazarotado. Al menos hay que intentar hacerlo lo mejor posible. “Mejor” quiere decir alcanzar un equilibrio entre el funcionamiento de la mazarota y el tamaño del contacto. El diseño de seguridad sería con grandes contactos considerados como si fuese el cuello infinitamente largo. Sin embargo, en este caso, el módulo del contacto (determinando su sección transversal) necesitaría ser el mismo que el módulo de la mazarota. La experiencia industrial muestra que si el cuello es corto y su sección más pequeña aumenta hasta formar un ensanchamiento en el lado de la pieza y otro ensanchamiento calefactor en el lado de la mazarota, estará aproximadamente en equilibrio térmico con la mazarota si su módulo geométrico es solamente un 60 % del módulo geométrico de la mazarota. Cuanta más próxima esté la mazarota a la pieza, más pequeño puede ser el cuello, ya que se calienta más. Pero hay que respetar los límites geométricos que permitan desmoldear. Así, p. ej., en el caso de la figura 16.1, sería el mismo caso si la pieza fuese un cubo en lugar de un cilindro. El límite de la distancia entre la pieza y el cuerpo de la mazarota para tal reducción del módulo del cuello es aproximadamente la de la menor dimensión transversal del cuello. Esta reducción se ha aplicado constantemente en los Pasos de Diseño de los distintos métodos. A menores dimensiones del cuello menos costos y problemas habrá en el desmazarotado y rebabado El siguiente dibujo es el de un cuello diseñado correctamente.

Fig. 16.1.- Diseño correcto del cuello

308

Un ejemplo que muestra el problema claramente es el de alimentar un cubo. Esta forma de pieza tiene la reputación de ser notoriamente difícil de alimentar; esto es porque el técnico calcula una mazarota de módulo 1’2 veces el del cubo. Si el cubo tiene de lado D, la mazarota de relación de altura /diámetro de 1:1 tendría un diámetro de 1’2.D. El cubo requeriría una mazarota de similar volumen situada encima. Sin embargo, el cubo y la mazarota son ahora una forma única y compacta con su centro térmico en la zona de unión aproximadamente. La combinación dará un rechupe por ser punto caliente la unión. El remedio sería una mazarota de doble módulo que la pieza y se llevaría el rechupe a su interior. Tampoco se deben crear uniones tipo T, la peor, o L, menos mala. La mazarota sólo es efectiva si la conexión entre la pieza y la mazarota está abierta. Si el cuello de la mazarota solidifica prematuramente, por haberse dimensionado demasiado pequeño, se formará una cavidad de rechupe en la pieza, cerca del cuello. Por otro lado, si se dimensiona el cuello demasiado grande, se forma un “punto caliente” en la vecindad del cuello. En este caso, se formará una cavidad de rechupe en la zona del cuello. El correcto diseño del cuello de la mazarota es pues, básico. 16.2.- Relación entre el Módulo del cuello y el de la pieza. Influencia del contenido de magnesio. Puede observarse a partir de la figura 16.2 que el período de solidificación para el cuello, tC, tiene que estar entre el 52 y el 63 % del tiempo de solidificación de la pieza, tP, dependiendo del % de magnesio, a fin de obtener una microestructura densa y sana.

Figura 16.2.- Influencia del contenido de magnesio en el tiempo de alimentación necesario para la obtención de piezas sanas

Para las dimensiones de la mazarota para alcanzar esta exigencia, el tiempo de solidificación t debe expresarse por medio de la fórmula de

309

Chvorinov, por el módulo de solidificación, M (relación entre el volumen de la pieza al área que cede calor). La relación a aplicar, es : t = A⋅ M2 tC  M C   = t P  M P 

2

MC = 0,52 a MP

0,63

MC = 0,7 a 0,8 MP

De acuerdo a esto, la relación de módulo del cuello MC al módulo de la pieza, MP, necesita ser de 0,7 para un contenido bajo de magnesio y 0,8 para un contenido alto

Figura 16.3.- Probetas para pruebas de cuellos de mazarota con relación de módulo de cuello a módulo de pieza desde 0,3 a 0,8

Estos resultados son confirmados por la prueba de cuellos de mazarota de la figura 16.3, consistente en 6 cubos de 65 mm de lado (módulo, 1,08 cm), fundidos con bajada y tronco comunes y cada cubo con una mazarota del mismo tamaño, 44 mm diámetro y 75 mm de alto (módulo 1,02). Los cuellos son de sección transversal cuadrada y dimensionados de forma que la relación MC M P varíe entre 0,3 y 0,8. La figura 16.4 muestra los resultados con respecto a la variación del % de magnesio. Se han alineado las micrografías de forma que el % de magnesio

310

aumenta de izquierda a derecha desde 0 a 0,021, 0,041 y 0,081 %, con la MC M P creciendo de arriba hacia abajo, desde 0,3 hasta 0,8. razón Mientras que todos los cubos de grafito laminar, sin magnesio, están completamente sanos, las muestras con magnesio, que son de un grafito esferoidal perfecto, muestran la transición desde una microestructura con MC M P . La rechupe hacia un estructura sana, en función de la relación MC

M P = 0,6 y microestructura es sana con 0,021 % de Mg para una relación MC M P de 0,8. En el caso de un con 0,041 % de Mg para una relación contenido alto de Mg del 0,080 %, todas las muestras tienen defectos con una excepción. Esta transición, desde una estructura con rechupe hasta una estructura sana, se muestra gráficamente en la figura 16.5.

Figura 16.4.-Secciones transversales de cubos y mazarotas para cuatro trazados de cuellos con

311

contenidos de Mg desde 0 hasta 0,80 %

Figura 16.5.- Transición desde una estructura con rechupe hasta una estructura sana, dependiendo de la relación entre el módulo del cuello MC y el módulo de la pieza, MP, y el contenido de Mg.

No obstante, la experiencia ha demostrado que también pueden obtenerse piezas sanas con cuellos de mazarota más pequeños. Esto puede explicarse por el hecho de que la mazarota está normalmente situada junto a la pieza de manera que el molde se calienta fuertemente en esa zona y la transmisión de calor hacia el exterior es más lenta. En esta prueba, la distancia entre la mazarota y los cubos se se ha hecho intencionadamente mayor que en la práctica, con el fin de poder determinar el módulo del cuello con más claridad. Además, como resultado del período de expansión que sigue al de rechupe o contracción, el déficit de volumen esperado es parcialmente compensado por lo que se pueden obtener piezas perfectas aún con M C = 0,4M P El diagrama de la figura 16.6 relativo a las dimensiones de mazarotas para piezas de fundición esferoidal en moldes de arena en verde, se ha confeccionado en base a las relaciones descritas. La sección superior izquierda del diagrama indica el diámetro de una mazarota normal para el peso de pieza a alimentar y el volumen de alimentación necesario, el cual depende principalmente de la estabilidad del molde. Las dos secciones inferiores del diagrama se derivan de módulos de cuello de mazarota y el ancho y espesor de estos para una sección rectangular. M En este caso, la relación C es influenciada principalmente por la calidad MP metalúrgica y especialmente por el contenido de Mg. La sección de arriba a la derecha del diagrama se utiliza para chequear si el módulo de la mazarota ha sido bien dimensionado. De acuerdo con H. Rödter, el módulo de la mazarota debería ser al menos un 20 % mayor que el módulo del cuello. En la práctica, la relación del módulo de la mazarota al de la pieza se utiliza también en el M cálculo con valores de C de hasta 1’2. MP

312

En el ejemplo de la figura 16.6 se presenta el caso de una pieza de 5 kg de peso con un módulo de 1’2 cm. En este caso, para una necesidad de alimentación de un 4 %, las dimensiones de la mazarota de 55 mm de diámetro M y 83 mm de alto y una relación de C de 0’6, son necesarios un módulo MP del cuello de 0,72 cm y la correspondiente sección de 2,1 x 4,2 cm o 2,9 x 2,9 cm. El módulo de la mazarota es un 98 % del módulo de la pieza, lo que garantiza un tiempo de solidificación adecuado. Las mazarotas dimensionadas de esta forma, se adaptan bien con la práctica si los parámetros se adaptan a las condiciones de trabajo. La medición de la necesidad de alimentación así como la dilatación durante la cristalización, no solamente proporciona una base fiable de dimensionamiento de la mazarota sino también, una explicación sencilla del proceso de alimentación. Desde luego, solamente atañe a uno de los aspectos de la alimentación de la fundición esferoidal. No se han mencionado aquí cuestiones relativas a la posición de la mazarota, distancia de alimentación, flujos de masa en piezas y sistema de alimentación y la técnica de colada y ataque.

Figura 16.6.- Nomograma para dimensionamiento de mazarotas utilizadas en la producción de fundición esferoidal en moldes de arena en verde

16.3.- Módulo y dimensiones del cuello Ya se ha visto en el capítulo 12 el cálculo del módulo del cuello de la mazarota en los distintos sistemas de Alimentación Aplicada así como en los capítulos siguientes los del CTIF y Wlodaver. Un método para el cálculo se vio en el diagrama 12.4 mediante la fórmula : 313

Mc = f x MS ,o sea, igual al módulo representativo por un factor de corrección obtenido del diagrama También se calcula según el ábaco del capítulo 12 (figura 12.38) Para el CTIF los valores del cuello (ver figura 16.7) son 0’1.D ≤ l ≤ 0’15 D 0’25.D ≤ d ≤ 0’5.D En la figura 16.7 se muestran dos ejemplos de trazado que han dado mal resultado en la fundición. El primero hay que evitarlo pues el ángulo es demasiado débil, la longitud del cuello demasiado aumentada y la solidificación se produce en la misma región del cuello antes de producirse en la pieza. El segundo es causa de rechupes en la pieza en la zona del cuello.

Figura 16.7.- Dimensiones principales de cuellos de mazarota en arena.

314

La figura 16.8 muestra trazados y dimensiones de cuellos para mazarotas laterales.

Figura 16.8.- Dimensiones principales de cuellos de mazarota lateral.

Para la AFS la fórmula de las dimensiones del cuello es en base al diámetro de la mazarota. La longitud del cuello no debe exceder nunca de la mitad del diámetro de la mazarota El diámetro del cuello se calcula con la siguiente fórmula : Dcuello = (1’2.Lcuello)+(0’1.Dmazarota) El diámetro de su sección transversal debe ser por lo menos igual a un tercio del diámetro de la mazarota (DISA). DC ≥

DM 3

Con Wlodaver y mazarota lateral, las dimensiones necesarias para el cuello de la mazarota, C, se determinan, o bien calculando su módulo, MC, por la fórmula barra o bien basándose en el diagrama de la Fig.16.9. Para calcular a y b se entra con el módulo del cuello y la relación a/b deseada. MC =

Fórmula del módulo :

a ⋅b 2( a + b )

La relación entre el módulo del cuello y el de la mazarota no es sencilla. Algunos tratados recomiendan 0’7 para el nodular, que es muy alto. Depende, de cualquier forma, de la longitud del cuello. Puede utilizarse la relación de la figura 15.6, en la que oscila entre 0’55 y 0’60 para una distancia a de 0’25 a 0’40 veces el diámetro d de la mazarota o la de la figura 15.7, para a entre 0’15 y 0’20 veces el diámetro.

315

Figura 16.9.- Dimensiones de cuellos y ataques en función del módulo

En la figura 16.10 se muestran tanto el diseño del cuello como el del ataque conociendo sus módulos, de acuerdo a otro autor. Se puede hacer una entalla en el cuello, como se ve en la figura 16.11, siempre que su profundidad no sea superior a 1/5 del espesor del cuello (riesgo de arrastres!)

316

Fig. 16.10.- Dimensiones de ataques y cuellos en función de sus módulos.

Fig 16.11.- Entalla para facilitar la separación

317

APENDICES

318

APENDICE I.- ENFRIAMIENTO Y SOLIDIFICACION DE LOS HIERROS GRAFITICOS. LEY DE CHVORINOV Chvorinov fue un fundidor práctico con un excepcional sentido de la observación y una extraordinaria facultad de interpretación lógica. Produciendo piezas de acero fundido encontró que el espesor del acero sólido (medido a partir de la superficie de contacto molde acero hacia adentro) no aumentaba linealmente con el tiempo transcurrido a partir de haber completado la colada sino que obedece a la siguiente ecuación: t = K . M2 ? donde : t = tiempo (min. ) transcurrido para formarse una capa sólida de un espesor determinado K = Constante M = Módulo; relación entre el volumen y la superficie de enfriamiento de la pieza. Obviamente, el valor de la constante K depende del espesor preseleccionado así como de las propiedades físicas del molde y de la aleación. Además, la ecuación ? considera el calor latente de fusión solamente como una simplificación justificable para el estudio del progreso de la solidificación en lingotes de acero. Las condiciones son distintas al analizar el enfriamiento y solidificación de los hierros grafíticos. El proceso se va a simplificar dividiéndolo en dos etapas secuenciales : a) Enfriamiento del líquido desde la temperatura recién colado hasta la de solidificación, siendo aproximadamente esta última de 1.150 º C, y b) Extracción del calor latente de fusión hasta completar la solidificación. Para a) : Q1 = V . γ . c . (Ty – 1.150) Para b) : Q2 = V . γ . L donde : Q1 = calor a extraer para alcanzar la temperatura de solidificación V = volumen de la pieza γ = peso específico Ty = temperatura del líquido al completar la colada ( º C) L = calor latente de fusión (cal/gr) = 50 cal/gr Q2 = contenido de calor de la pieza correspondiente al calor latente de fusión. c = calor específico del hierro líquido = 0,2 cal/gr. ºC Los análisis posteriores se simplificarán en el sentido de convertir el valor del calor latente de fusión en su “temperatura equivalente”. La aproximación es válida tanto para hierro gris como nodular. O sea : c . Te = L L 50 o: Te = = = 250 º C c 0'2 donde : Te = temperatura equivalente al calor latente de fusión (ºC) El calor Q12 a extraer desde completar la colada hasta completar la solidificación es entonces : Q12 =Q1 + Q2 = V . γ . c . (Ty – 1.150) + V . γ . 250 = V . γ . c . (Ty – 1.150 + 250) El progreso del enfriamiento y la solidificación es proporcional al calor extraído por unidad de superficie del molde, Q12 /S , donde S, cm2 , es la superficie total de enfriamiento de la pieza de volumen V, cm3 . Luego : Q12 V = ⋅ γ ⋅ c ⋅ T y − 1.150 + 250 = M ⋅ γ ⋅ c ⋅ T y − 1.150 + 250 ? S S (V/S=M) Este es el descubrimiento de Chvorinov : la velocidad de extracción del calor es inversamente proporcional al Módulo. Con referencia a la ecuación ? y simplificando todas las constantes relacionadas con el molde y la aleación, puede establecerse para las fundiciones que :

[(

)

]

[(

)

]

t = k . M . M . (Ty – 1.150 + 250) = k . M2 . (Ty – 1.150 + 250) ? t = tiempo en segundos El valor de k se ha establecido experimentalmente tanto para moldes de arena en verde como para silicato-anhidrido carbónico

319

Tanto la plasmación como el manejo de los resultados experimentales se simplifican con una ligera alteración de la ecuación ? :

t = c ⋅ M ⋅ ( T y − 1.150 + 250 ) donde c = k La figura I.1 muestra los valores medidos con un factor de correlación para las líneas trazadas de 0’99 (se incluye la línea de aceros de bajo carbono a título comparativo).

Figura I.1.- Relación entre Módulo y Tiempo (raíz cuadrada) desde completar la colada a completar la silidificación Para el caso de moldes en arena en verde, el valor de Ty sería alrededor de 1.370 º C. En la figura I.1 el valor de

t para M = 1 cm es 2’625 para hierro nodular. Introduciendo estos

valores en la ecuación ? modificada :

2'625 = c ⋅1 ⋅ ( 220 + 250 de donde : c = 0’086 La ecuación de Chvorinov para hierro nodular en arena en verde es : t = 0'086 ⋅ M ⋅ ( T p − 1.150 + 250 )

?

El tiempo de solidificación total se divide para su utilización posterior en sus dos componentes :

t1 =

(raíz cuadrada de ) tiempo transcurrido desde completar la colada hasta empezar la solidificación ( min )

t 2 = (raíz cuadrada de ) tiempo transcurrido desde completar la colada hasta completar la solidificación ( min ) La figura I.2 es una ilustración gráfica del comienzo y fin de la solidificación dependiendo ambas del módulo y la temperatura de colada calculados utilizando la ecuación ? . Esta figura se ha construido con

320

Fig. I.2.- Diagrama simplificado mostrando el (la raíz cuadrada de) tiempo transcurrido desde completar la colada hasta A) Comienzo de la solidificación y B) Final de la solidificación como variables respecto al módulo (Valores aproximados y válidos para fundición nodular en arena en verde) un error despreciable. Tanto el comienzo como el fin de la solidificación se muestran como funciones lineales de la temperatura de colada entre 1.300 y 1.500 º c. La simplificación es, pues, que el (la raíz cuadrada del) tiempo desde completar la colada hasta el comienzo de la solidificación es :

[

]

?

[

]

?

t1 = M ⋅ 1'05 + 0'0028(T p − 1.300) y hasta el fin de la solidificación :

t 2 = M ⋅ 2'4 + 0'0028(T p − 1.300)

En la figura I.2 no figura la constante para moldes permanentes (fundición o acero). Pero es seguro que es mucho mayor que la de moldes en arena en verde (0’086); quizás, hasta 10 veces mayor (0’86). La modificación anterior de la ley original de Chvorinov se piensa es más exacta que el uso de la ecuación ? con una constante establecida para una temperatura de colada media. De acuerdo a Wlodaver, la constante K en la ecuación ? vale aproximadamente 8 para hierro nodular. Cogiendo un ejemplo simple de una plancha de espesor 40 mm de fundición nodular, el tiempo desde completar la colada hasta completar la solidificación es según la ecuación ? (M = 2 cm): 5 = 8 . 22 = 32 minutos Veamos lo que da la ecuación ? para la misma pieza con dos temperaturas de colada diferentes, 1.300 º C y 1.450 º C :

321

Colando a 1.300 º C :

t A = 0'086 ⋅ 2 ⋅ ( 1.300 − 1.150 + 250 ) = 4'83 min 1,72 o tA = 23’3 minutos Colando a 1.450 º C :

t B = 0'086 ⋅ 2 ⋅ ( 1.450 − 1.150 + 250 ) = 5'7 min 1,72 o tB = 32’5 minutos Según la temperatura de colada el resultado puede ser similar o diferente de donde se deduce que la temperatura de colada no es despreciable.

322

APENDICE II.- LOS CAMBIOS DE VOLUMEN Y EL MOLDE Las reglas para la adecuada preparación de un molde que cubra las múltiples necesidades de un hierro grafítico nodular no pueden describirse en pocas palabras. Para complicación del tema, se utiliza una gran variedad de formas de moldeo. El molde en arena en verde es por mucho el más utilizado (excepto para pipas de hierro nodular). Con piezas grandes, pesadas, son comúnmente coladas en moldes de otros materiales que ofrecen mucha mayor resistencia a la deformación bajo las presiones de expansión. Como este apéndice trata sobre los cambios de volumen debe hacerse una distinción entre los del molde y los de la pieza colada en él. Ya que los moldes para las piezas de nodular son casi exclusivamente hechos con sílice, merece la atención los cambios de volumen que sufren los propios granos de sílice. Estos se muestran en la figura II.1.

Fig. II.1.- Cambios de volumen de la Sílice Cuando la sílice es calentada desde la temperatura ambiente hasta alrededor de 600 º C tiene lugar un aumento dramático del tamaño de grano. Por encima de esta temperatura tiene lugar un ligero descenso del volumen. Interpretando esta gráfica para la práctica con hierros grafíticos, el aumento de volumen inicial de la sílice da lugar a unas tensiones de compresión en la capa superficial del molde expuesta al calor del líquido. Esta tensión es minimizada por : a) redistribución o acomodación de los granos de arena b) cambios de volumen de los otros componentes del molde. Así, aunque en un molde de pura sílice bien compactada puede tener lugar un aumento del 1’4 x 3 = 4’2 % de volumen, el aumento real siempre permanece muy por debajo de este nivel. La extensión del aumento también es proporcional a la resistencia del molde. En la medida en que las tensiones inducidas por la expansión permanezcan por debajo del límite de proporcionalidad o por debajo del 0’2 % de la resistencia vs deformación (límite elástico) no se prevén aumentos significativos del volumen del molde. En resumen, se propone suponer que los moldes hechos con materiales fuertes, rígidos, (arena seca, cemento, moldes bien compactados con resinas orgánicas y algunas inorgánicas) no presentan problemas al diseñador conocedor de los sistemas de alimentación. La expansión total del molde debida al calentamiento sería menor que el factor de seguridad aplicado al diseño de la mazarota. Con el amable permiso de la AFS se incluye la siguiente tabla como guía comparativa para la selección de los materiales de compactación para moldes de alta resistencia o rigidez.

323

COMPARACIÓN DE ALGUNAS PROPIEDADES DE DISTINTOS SISTEMAS DE AGLOMERACIÓN DE MOLDEO Y MACHERÍA

Fluidez

Facilidad de secado al aire

Humos en colada

R R

230(450) 230(450)

P P

B B

2 2

2 2

P

205(400)

R

R

1

2

1-45 1-45 1-45

27(80) 27(80) 27(80)

P P P

B B B

1 1 1

2 2 2

B

2-45

27(80)

P

B

1

2

R B

B R

2-45 2-20

32(90) 27(80)

R P

R B

1 1

1 2

(****)

1 2 -

B B -

R B B

1 1 1

B B B

24(75) 24(75) -

P P -

B B B

1 2 1

2 2 -

(****) -

3

2

P

R

1

R

120(250)

P

B

2

2

(***)

1 3 3

3 3 3

P P P

P P P

24(75) 24(75) 24(75)

R R R

B B B

2 1 1

4 4 4

(*)

(*)

(*)

(**)

(**)

(*)

(*****)

(**)

1 1 1

2 2 2

3 3 3

2 2 2

R R R

B B B

1 1 1

B B B

1 1

1 1

3 3

1 2

B B

R B

1 1

2

2

2

1

B

B

3

1 1 1

2 2 2

3 3 3

2 2 2

B B B

B B B

2

2

3

2

B

1 2

2 1

3 3

2 1

2 2 2

1 1 1

3 3 -

1

3

2 1 3

3 3 3

5-60 30 30

324

Metales no recomendados

Demanda ácida

2 2 2

(*)

Temperatura óptima. ºC (ºF)

4 4 4

Resistencia al sobrecurado

E E E

Tiempo de desmoldeo (min)

R R R

Velocidad de curado

260(500) 260(500) 260(500)

Resistecia a la humedad

(*)

Facilidad de desmoldeo

(*)

Colapsabilidad

(**)

Grado de termoplasticidad

(**)

Tasa de gases en fabricación del molde

Termoendurecibles: Procesos en cáscara: Mezcla seca Revestida templada Revestida caliente Procesos en caja caliente: Furánica Fenólica Aceites: Machos de aceite Autoendurecibles: Furánicas –no curado-: Furánica de alto Nitrógeno-ácido Furánica de medio Nitrógeno-ácido Furánica de bajo Nitrógeno-ácido Fenólicas –no curado-: Fenólicas-ácido Uretanos: Alkyd-organometálico Fenólico-piridina Curado con gas (Caja Fría): Fenóluretano-Amina Fenólica/Peróxidos-SO2 Solución coloidal en aire Termoendurecibles: Silicato (Caja Templada) Autoendurecibles: Silicatos: Silicato de sodio curado con Ester Silicato de sodio curado con FeSi Silicato de sodio curado con 2CaO SiO2

Resistencia a la tracción relativa

INORGÁNICO

ORGÁNICO

Preparado por: AFS MOLDING METHODS AND MATERIALS DIVISION $ Cured Sand Committee 80-1-1 and 80-1-2

(***) ACERO

ACERO

NOTAS: (*) (**) (***) (****) (*****)

Facilidad de desmoldeo

Resistecia a la humedad

Temperatura óptima. ºC (ºF)

Demanda ácida

Fluidez

Facilidad de secado al aire

Humos en colada

3 3

P P

R R

45 30-60

24(75) 24(75)

R P

R B

3 3

4 3

2

3

3

2

B

P

30-60

32(90)

R

R

1

N

R

1

N

3

24(75) 3 3 3 P P 1 P R CONSULTAR A LOS FABRICANTES DE AGLOMERANTE SOBRE PRECAUCIONES NECESARIAS

1= Alto; 2=Medio; 3=Bajo; 4=Nada E=Excelente; B=Bueno; R=Regular; P;Pobre Niveles mínimos de N2 para acero Oxido de hierro requerido para acero Tiempo de desmoldeado más rápidos, precisan molinos especiales

Fig. II.2.- Comparación entre las propiedades de diversos sistemas y componentes para moldes y machos

325

Metales no recomendados

Colapsabilidad

3 3

Resistencia al sobrecurado

Grado de termoplasticidad

3 3

Tiempo de desmoldeo (min)

Tasa de gases en fabricación del molde

2 3

Velocidad de curado

Resistencia a la tracción relativa

Cementos: Cemento curado con agua Cemento (arena fluida) curado con agua Fosfatos: Fosfato curado con óxido Curado con gas: Silicato de sodio-CO2

Tener en cuenta que los moldes en cáscara no cocidos son fuertes pero solamente durante unos instantes después de colar y virtualmente, todos los sistemas con resinas requieren una energía de compactación adecuada para alcanzar su total rigidez. Los moldes en arena en verde o sin cocer, populares por su bajo costo, requieren una discusión más detallada. En lo referente a la presión de apretado, BMM Weston distingue entre tres métodos para el moldeo en arena en verde :

Presión de apretado N/mm2 Baja presión <0’14 Presión media 0’24 – 0’276 Alta presión más de 0’586 La distinción entre esos niveles es una aproximación. En cuanto a la resistencia del molde merece la atención un corolario sobre la misma. Incluso el molde más fuerte se va a comportar como blando si los semimoldes que lo componen no están firmemente sujetos entre sí. Solamente con contrapesos no es suficiente. Los métodos de unión adecuados son grapado, atornillado y similares. El combado del molde entero puede evitarse con nervios cruzados en el interior de las dos cajas, superior e inferior. Finalmente, hay que evitar que el molde completo sea empujado en el interior de la caja, lo que sucede si tiene paredes lisas y paralela. En primer lugar hay que considerar las tensiones y la deformación debidos al calentamiento de la capa de arena que forma el interior de la cavidad del molde. Una información básica al respecto está en el trabajo de Engler, Boenisch y Kohler. Lo primero que establecieron es lo que su cavidad de 50 mm de diámetro y 130 mm de alto se expandió en función de la temperatura y el medio de moldeo, independientemente de la aleación colada. También, estudiaron en particular los efectos de una serie de componentes de la arena. Los test se hicieron con un 6 % de bentonita sódica. Se hizo un test adicional con arena de circonio aglomerada con un 3’45 % de bentonita y un 1’4 % de agua. Las conclusiones de tipo general extraídas de su trabajo pueden resumirse en : 1) Mientras que los cambios de volumen del molde son significativos hasta 2 o 3 minutos después de colar, los de las muestras (hierros grafíticos) se vuelven normalmente más significativos más tarde. (esto indica que dentro del molde la temperatura alcanza el equilibrio más que rápido.) 2) Aumentando la humedad de la arena aumenta la dilatación del molde (por el calor). La magnitud del aumento (para una humedad desde 1’8 a 3’1 %) es alrededor del 50 %. 3) La adición de hulla disminuye la autodilatación del molde. A menos agua presente menos expansión tiene lugar. 4) Es particularmente beneficiosa la presencia de hulla (3 %) si el contenido en agua es bajo (2’7 %) 5) El “serrín” (sawdust) puede reemplazar a la hulla con efectividad en cantidades más pequeñas, llevando el alargamiento del molde hasta cero. Lo mismo es válido para las adiciones de alquitrán (2 %). 6) Aumentando el porcentaje de finos drásticamente aumenta la autodilatación. 7) 7) El valor absoluto de la autodilatación del molde nunca sobrepasa el 0’9 % en volumen. Nótese que es significativamente menos que el valor teórico calculado anteriormente. 8) 8) Finalmente, el uso de circonita reduce la necesidad de tanto bentonita como agua y, como resultado, minimiza la dilatación de la cavidad. Considerando el módulo del molde probeta empleado (alrededor de 1’05 cm), la figura I.2 del Apéndice I indica que la expansión no empezó hasta al menos 120 segundos después de la completación de la colada. En ese tiempo, al menos un 75 % de la dilatación del molde se había alcanzado y, en situación de producción, podría haber sido compensada por la mazarota. En otras palabras, las piezas con módulos de 1 cm o mayores pueden mazarotarse sin tener en cuenta la autodilatación del molde. Si se tiene en cuenta la cantidad de metal de alimentación disponible, debería aumentarse en un 1 % del volumen de la pieza. Método de moldeo

326

Los científicos de Hitachi no solamente reconocieron el efecto de aumento de la velocidad de enfriamiento al aumentar la humedad ( figura II.3) y el negro mineral (figura II.4) sino que también midieron simultáneamente sus efectos en la autodilatación de la cavidad

Fig. II.3.- Variaciones en la velocidad de enfriamiento y expansión con la humedad del molde

Fig. II.4.- Variaciones en la velocidad de enfriamiento y expansión con el negro mineral del molde

del molde. De acuerdo con Englesr y as. el aumento de la humedad aumenta tanto la velocidad de enfriamiento como la expansión. (figura II.4). El aumento de negro mineral también aumenta la velocidad de extracción de calor pero, debido al fortalecimiento del molde, la expansión disminuyó al aumentar las cantidades de negro mineral en la arena. La diferencia en la magnitud de la expansión del molde en el trabajo de unos y otros apunta a un simple hecho: las tensiones creadas durante la expansión de la pieza son mucho mayores que la debidas a la expansión térmica de la capa superficial del molde. En arena en verde las piezas con módulos de 0’5 cm o mayores, sufren la deformación elástica y a plástica, pero la deformación debida a la dilatación del molde, no es nunca la causa de rechupes por dos razones : a) La extensión total de la autodilatación del molde es pequeña b) Es total o en gran parte compensada por el sistema de llenado.

Fig. II.5.- Hinchamiento extremo de una pieza moldeada en arena en verde relativamente gruesa

327

La pieza de la figura II.5 es un caso extremo de hinchamiento; las fuerzas y las deformaciones correspondientes del molde son potencialmente mucho mayores que las provenientes de la expansión de la masa de la pieza. (¡las superficies de la brida del volante se moldearon rectas ¡). La figura II.5 es también un buen ejemplo para mostrar que el defecto causado por una contracción secundaria sin compensar no está localizado necesariamente en el área de máxima deformación del molde. Estos aparecerán en el centro térmico.

328

APENDICE III.- LOS CAMBIOS DE VOLUMEN Y LA METALURGIA EN FUNDICIONES La figura III.1 (es la misma que la 6.2) reproduce esquemáticamente los cambios de volumen de un hierro grafítico.

Fig. III.1.- Modelo general de Cambios de Volumen en hierros ferríticos. Contracción líquida o Primaria Expansión Contracción Secundaria Mientras que se enfría el líquido desde una temperatura arbitrariamente elegida su contracción puede ser a1 , a2 o cualquier valor intermedio. De forma similar los valores de la expansión están entre b1 y b2 y los de la contracción secundaria entre c1 y c2 o mayores. En la figura III.1 no se muestran valores numéricos ya que no provienen de medidas efectuadas en el laboratorio sino hechas con ordenador sobre observaciones prácticas. Afortunadamente, el célebre laboratorio del “Southern Research Institute” ha publicado gráficas muy semejantes (figura III.2, A y B)

Figura III.2.- Cambios volumétricos durante el enfriamiento de la fundición esferoidal. A: C = 3’47; Si = 2’90; Mg = 0’080; CE = 4’37 B: C = 3’57; Si = 2’78; Mg = 0’075; CE = 4’43 En cuanto al control de las dimensiones de la pieza a temperatura ambiente, sólo son importantes los puntos de “fin de solidificación” (C1 y C2 en la figura III.1). Debe adquirirse una buena compresión del gráfico en su conjunto para estar en condiciones de obtener piezas de fundición esferoidal totalmente exentas de defectos de contracción inducidos (rechupe). La fundición de la línea “A” (a puntos) es de una factoría y la “B” (plena) es de otra.

329

Se encuentran diferencias importantes entre la amplitud y el intervalo de temperatura de la contracción líquida (a1 vs a2 ), la expansión (b1 vs b2 ) y la contracción secundaria (c1 vs c2 ). Todas estas variables provienen del material pero también son función del módulo de la pieza. (ver figura III.3)

Figura III.3.- Cambios volumétricos propuestos para la fundición esferoidal líquida y en curso de solidificación El módulo hace pasar el modelo de cambio de volumen del tipo “C” (Línea llena de la figura III.1) al tipo “A” (línea a puntos) conforme va aumentando su valor. Esta influencia se ha reconocido mediante observaciones prácticas por las que no pueden producirse piezas de fundición esferoidal de módulos pequeños sin mazarotas. No puede darse ningún valor específico al módulo ya que cambia según la calidad metalúrgica de la fundición. En raras ocasiones se pueden obtener piezas sanas sin mazarota con módulos de 12’7 mm. Este valor es más común de 25’4 mm. Cualquiera que sean el módulo o el espesor de la pieza,, la calidad metalúrgica de la fundición ejerce la mayor influencia sobre el rechupe. Esta noción vaga coge todo su sentido si la calidad metalúrgica es equivalente a la tendencia a la formación de grafito o, a la inversa, a la solidificación de cementita. Esto no quiere decir que todas las fundiciones esferoidales brutas de colada que no contengan carburos tengan una calidad metalúrgica equivalente. Existen diferencias considerables de calidad en el espectro de fundiciones sin carburos. En grafito esferoidal, el indicador de calidad más importante es sin duda el número de nódulos en una probeta con un módulo determinado. Por ejemplo, con una barra de 25 mm de diámetro, puede considerarse una calidad metalúrgica muy buena si tiene 350 nódulos por milímetro cuadrado. La mayor parte de las fundiciones no alcanzan esta calidad y su modelo de cambio de volumen se sitúa entre el mejor y el peor, tal como se ilustra en la figura III.1. Este apéndice o introducción habla de hechos y guía hacia los posibles mecanismos que se verán posteriormente. En este sentido, una prueba de la existencia de la contracción secundaria es ofrecida por el hecho de que colando piezas relativamente gruesas, p. ej. , un cubo de 100 mm de lado, en un molde blando de arena en verde, la pieza mostrará después de solidificar las superficies externas hinchadas. esto prueba la existencia de la expansión. Si se secciona la pieza, se verá que el centro térmico contiene una multitud de pequeños agujeros provocados por la contracción (figura 11.4 del texto). Tales agujeros no podrían existir si la expansión hubiese continuado hasta el fin de la solidificación. Tanto la hinchazón como la porosidad se dan menos en hierros grises que en nodulares. El fenómeno de la contracción se acepta como natural. Los gradientes publicados para los hierros grafíticos varían desde 0’016 % vol/º C a 0’0245 % vol/ºC. La razón de estas diferencias se verán más adelante. La expansión se ha atribuido durante generaciones a la diferencia de densidad entre el líquido y el grafito, con alrededor de 7 gr/cm3 para el primero y 2’2 gr/cm3 para el segundo. Cogiendo 100 cm3 de hierro con un 2’5 % de silicio y 3’45 % de carbono a la temperatura exacta de solidificación (para simplificar se supone isotérmica), estos se van a transformar en

330

3'45 − 1'1 ⋅100 = 2'38 % en peso de grafito. (¡’1 % es la solubilidad máxima del carbono 98'9 aproximadamente en hierro sólido) Sacando la diferencia, el hierro sólido a precipitar es, por tanto, : 100-2’38 =97’62 % en peso. El volumen del líquido original era 100 cm3 y su peso 700 gramos. La cantidad de grafito precipitada es : 0’0238 x 700 = 16’66 gramos que ocupan 7’57 cm3 . El balance para el hierro da 700 – 16’66 = 683’34 gramos que ocupan 97’62 cm3 pero, habiendo sufrido una contracción en la solidificación de aproximadamente de un 3 %, el volumen es 97’62 x 0’97 = 94’69 cm3 . El volumen total después de la solidificación es 94’69 + 7’57 = 102’26 cm3 . El aumento neto de volumen es pues 2’26 cm3 o un 2’26 %. Los informes de las medidas recientes dan aumentos entre el 3 y el 6 % , lo que , no puede ser obviamente por diferencias entre densidades. (En la disertación siguiente se utilizará un valor conservador del 4’5 % neto para la expansión de la solidificación seguido por un 0’5 % de contracción secundaria.) Para clarificar aún más el papel del grafito precipitado durante la solidificación en los cambios de volumen se plotearon estos contra el carbono equivalente (un sustituto razonable del % de carbono). En contra de lo esperado, la expansión disminuyó al aumentar el carbono equivalente. Como muestra la figura III.4 la correlación existente, 0’79, es adecuada para considerar las hipótesis válidas.

Fig. III.4.- Valores de la expansión en función del carbono equivalente(Véanse las bases de cálculo en el ángulo derecho superior) Un soporte adicional para la observación anterior llega desde el otro extremo del mundo. Se han registrado las presiones de la expansión simultáneamente con las temperaturas

331

utilizando una muestra de 80 mm de diámetro y 85 mm de longitud (la toma del termopar se situó cerca del sensor de presión). Lee y Kayama encontraron que las presiones de expansión eran máximas en el CE eutéctico y disminuían en ambas direcciones al alejarse del CE eutéctico. La discusión precedente no implica que aumentar el porcentaje de carbono sea perjudicial parala sanidad de la pieza. Simplemente extrae la conclusión de que la causa directa d la expansión no es solamente la diferencia de densidad entre el carbono del líquido y el grafito. Un argumento final. Si el cubo de 100 mm mencionado en la introducción se colase en lo que se denomina un molde “rígido” (p. ej. un molde de arena secado o estufado) no tiene lugar el hinchamiento y la pieza podría estar sana interiormente. No es una teoría sino un hecho conocido que el hinchamiento puede evitarse utilizando moldes rígidos. En lo que respecta a materiales, el molde de arena seca no es precisamente un molde especialmente fuerte y, sin embargo, aguanta las presiones de la expansión. Como tanto los sólidos como los líquidos son incomprensibles, una explicación pausible del relativamente fácil aguante del molde es que está presente una fase gaseosa durante la expansión. Esta es desde luego comprimible. No se van a discutir aquí detalles más profundos de este mecanismo. El lector interesado puede acudir a las obras de S. Karsay. * De acuerdo a nuestros conocimientos actuales, las diferencias entre los modelos de cambio de volumen ( ver figura III.1) surgen bajo la influencia de dos variables : a) dependencia de la velocidad de enfriamiento y solidificación y b) dependencia de la calidad metalúrgica de la aleación. La influencia de la velocidad de enfriamiento (módulo) ya se ha visto en el texto. La calidad metalúrgica puede asimilarse a la tendencia a solidificar en el sistema austenita-grafito en lugar del sistema austenita-cementita. Hay que decir que, dentro del amplio espectro de estructuras libres de carburos existen diferencias significativas entre los tipos de cambio de volumen. El efecto de la presencia de carburos (Fe3 C) en el último hierro en solidificar es lo más fácil de interpretar. Como se muestra en la figura III.5 el último hierro en solidificar lo hace prácticamente sin ninguna precipitación de grafito y el cambio de volumen durante la transformación líquido-sólido es negativo (contracción). Si esta área mostrada estuviese en el centro térmico de la pieza, también podrían estar presentes cavidades de porosidad.

Fig. III.5.- Ausencia de Grafito en los contornos de grano Algo más difícil de entender es el fenómeno de los defectos de la contracción secundaria en los hierros libres de carburos. Puede descartarse con seguridad la segregación hacia fuera de carbono (o grafito) desde el centro térmico en escala macroscópica. Sí es cierto lo contrario con respecto a la microsegregación de carbono (y grafito). La microsegregación puede tener lugar en en todas las zonas de la pieza. En las figuras III.6 y III.7 puede verse la microsegregación de carbono y grafito desde los contornos celulares (zonas más oscuras de las micrografías). Las ilustraciones muestran que el grafito cristaliza antes que el hierro (el grafito es la fase guía). El último hierro en solidificar está significativamente empobrecido en carbono. Solidifica más como acero que como fundición. El líquido más tardío, presente como una red, solidifica en el centro térmico como acero líquido con una contracción de hasta un 3 %.

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Fig. III.6.- Empobrecimiento agudo de grafito en los contornos celulares. (Ataque, Nital, 50X)(CE bajo)

Fig. III.7.- Empobrecimiento agudo de grafito en los contornos celulares. (Ataque, Nital, 50X)(CE alto) Los hechos referidos se confirman fácilmente observando la curva ordinaria de enfriamiento (temperatura vs. tiempo), (fig. III.8). La característica importante a observar es el cambio al final de la solidificación. Observando las figuras III.6, III.7 y III.8 conjuntamente, es aparente que el cambio de la curva de enfriamiento de la figura III.8 es causado por la deficiencia de carbono.

Figura III.8.- Comparación entre las curvas de enfriamiento Ideal y Real (arbitraria) En la mayor parte de las piezas de hierro nodular, la deficiencia (volumen) de carbono o grafito es compensada por el líquido vecino. Sin embargo, cuando tiene lugar la solidificación del centro térmico, la relación :

Expansión total del líquido en el centro térmico Contracción total del líquido en el centro térmico puede hacerse menor de 1’0. En estas circunstancias, sólo pueden producirse piezas libres de defectos si el centro térmico está contenido totalmente dentro de la mazarota o, también, si el líquido está previamente presurizado. Incluso con ausencia total de expansión (como es el caso de aleaciones distintas a los hierros grafíticos) las mazarotas conteniendo el centro térmico proveen piezas sanas. esta práctica se conoce como Alimentación o Mazarotaje Convencional. Por el contrario, si el centro

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térmico está, al menos parcialmente, en la pieza, el defecto causado por la contracción secundaria puede formarse dentro de la pieza, a menudo como porosidad (figura III.9)

Fig. III.9.- Grandes rechupes y porosidades presentes en el centro térmico de una pieza en nodular Los métodos establecidos en el texto no consideran la expansión como un problema. Al contrario, se utiliza para la compensación de la contracción secundaria. El éxito de estos diseños es grandemente influenciado por la calidad metalúrgica del hierro. Si atribuimos todas las diferencias de la figura III.1 a la calidad metalúrgica, los hierros nodulares de alta calidad : a) requieren menor compensación para la contracción líquida (a2 vs. a1) b) desarrollan intervalos de expansión más bajos (b2 vs. b1) c) muestran menor contracción secundaria y son menos propensas a formar defectos de microporosidad (c2 vs. c1) d) pueden alimentarse (si es preciso) con mazarotas más pequeñas. Esto no es repetición del apartado a) sino el resultado de un tiempo de expansión menor para la función de la mazarota (ver detalles en el apartado Alimentación por Control de Presión. Ya se han visto en el apartado Calidad Metalúrgica qué variables influyen en ella y en qué orden.

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APENDICE IV.- BASES DE LA ALIMENTACION APLICADA DIRECTAMENTE O POR APLICACION DE LA PRESION Como se ilustra en la figura IV.1, a y b, la expansión grafítica durante el enfriamiento puede producirse cuando la fundición está todavía líquida. Este es probablemente el caso de piezas cuyos módulos son relativamente importantes. Se ha establecido un límite arbitrario de 1345 ºC para un módulo de 2’5 cm. Las piezas delgadas continúan contrayéndose durante el enfriamiento hasta cerca de la temperatura de solidificación.

Figura IV.1.-Cambios de volumen de piezas de fundición esferoidal durante la evacuación del calor, a) Representación esquemática y b) valores propuestos. Es preciso compensar este descenso de volumen y mazarotar. A continuación del período de expansión viene la contracción secundaria. Si no se compensa ésta, saldrá una microporosidad. El fenómeno de contracción secundaria es también un signo de solidificación fuera del equilibrio. En el curso de la solidificación están presentes la influencia de aumento de volumen (grafitización) por una parte y la disminución de volumen (transformación líquido-austenita) por otra. Inicialmente la expansión es mucho más fuerte que la contracción. Al final de la solidificación, el balance de cambio de volumen es una contracción. Evidentemente, la contracción líquida tiene que ser compensada hasta que se haya alcanzado casi la temperatura de solidificación. Se verá que la alimentación por la mazarota debe continuar hasta justo encima de la temperatura del eutéctico. De la figura IV.1 se puede deducir que si se desea utilizar toda la expansión para alimentar la pieza, no se debe permitir la alimentación inversa, es decir, desde la pieza hacia la mazarota. esto se puede conseguir solidificando la unión pieza-mazarota en el momento exacto del comienzo de la solidificación y la expansión de la pieza (explicado con detalle más adelante). Resultan tres cuestiones : 1) 2) 3)

¿Cuál es la demanda de metal de alimentación? ¿Cómo diseñar el cuello de la mazarota para que se solidifique en el momento oportuno? ¿Cuál es el mecanismo del mazarotaje o alimentación por aplicación de la presión de expansión?.

4) Cuestión 1).- Puede suponerse que las fundiciones hipereutécticas no necesitan mazarotarse hasta que hayan alcanzado la temperatura de líquidus. Entre el liquidus y el solidus precipita el grafito. De acuerdo con el diagrama de fases (figura IV.2) precipita alrededor de un 0’25 % de carbono en peso a partir del líquido mientras se enfría en 100 ºC.

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Figura IV.2.- Diagrama simplificado de fases Fe-C en el equilibrio Si se acepta que el grafito ocupa de forma arbitraria 3’17 veces más espacio que el carbono disuelto, el aumento de volumen debido a la precipitación de grafito por debajo de la temperatura de liquidus es : 3’17 x 0’25 = 0’79 % en volumen por 100 ºC de enfriamiento. Este valor es menor que la contracción, que es un 2 % en un intervalo de 100 º C de temperatura. Es pues necesario mazarotar hasta que se alcance la temperatura superior del eutéctico. El intervalo de temperaturas del eutéctico está en el orden de los 10 a 20 ºC y puede no ser considerado. Al contrario, la temperatura del eutéctico se tomará como de 1.150 ºC. En cuanto a las hipoeutécticas, la fase primaria presente en el líquido es la austenita. La contracción asociada a la transformación líquido-austenita es alrededor del 3 % en volumen. En el caso de un carbono equivalente muy bajo, el orden del 3’6 %, un 30 % de la aleación se transformará en austenita primaria antes de la solidificación eutéctica. esto puede suponer una necesidad de metal de alimentación de : 0’3 x 3 = 0’9 % en volumen. Con carbonos equivalentes de 4 % o más la cantidad necesaria de metal de alimentación para compensar solamente la contracción líquida puede deducirse con la gráfica de la figura IV.3.

Figura IV.3.- Necesidades de alimentación de metal en función de la temperatura de colada. Los valores numéricos dados en el texto se refieren a condiciones de equilibrio. Este no se alcanza nunca, solamente se le puede acercar. Las fundiciones esferoidales, especialmente,

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tienden a solidificar de forma preferentemente no equilibrada. Aparecerá un poco de grafito por encima de la temperatura eutéctica, provocando una expansión y reduciendo la necesidad de metal de alimentación. Si, además, se considera el hecho de que los carbonos equivalentes de las fundiciones esferoidales comerciales están casi siempre próximos o por encima del eutéctico, se puede elegir con seguridad con la figura IV.3 el metal de alimentación necesario o, para simplificar, tomarlo como un 5 % del volumen de la pieza. Cuestión 2).- Concepción del cuello de la mazarota. Como se ha visto la velocidad de extracción del calor es proporcional del módulo. Por tanto, el módulo del cuello de la mazarota debe elegirse para que se acabe de solidificar en el momento en que empiece a solidificar la pieza. esto puede formularse. Con el fin de enfriar la pieza hasta la temperatura d solidificación hace falta extraer una cantidad de calor igual a la diferencia entre la temperatura de colada y la de solidificación. para todas las piezas se expresa así :

Q = M ⋅ γ ⋅ C (TP − 1.150) S donde :

Q/S = velocidad de extracción del calor M = módulo γ = densidad de la fundición C = calor específico TP = temperatura de colada 1.150 = temperatura de solidificación de la fundición(simplificación) A fin de solidificar el cuello pieza/mazarota, la superficie del molde necesita extraer :

Q = M C ⋅ γ [C (TP − 1.150) + Fh ] S de calor. Mc es el módulo del cuello y Fh el calor de fusión El cuello de la mazarota acabará de solidificarse cuando la pieza se comience a solidificar si estas dos expresiones son iguales, de donde : M ⋅ C (TP 1.150) Mc = C (TP − 1.150) + Fh A esta ecuación ideal debe aplicársele un factor de corrección. Este factor tiene en cuenta el calor de fusión a extraer de la pieza parea formar una piel solidificada cerca de las superficies del molde o de los machos. Además, el factor correctivo considera las pérdidas de calor durante la colada. La ecuación resultante se presenta en forma de diagrama en la figura IV.4 (repetida en el texto).

Figura IV.4.- Selección del módulo del cuello de la mazarota en un sistema AAD.

337

Los cuellos así definidos son de longitud infinita de manera que su solidificación no es retrasada por el calor recibido bien de la pieza, bien de la mazarota. Se aproxima a esta condición cuando la longitud del cuello es de cuatro a cinco veces más grande que su dimensión transversal más pequeña. Los cuellos largos, además de ser aplicables, facilitan la utilización de una sola mazarota. Asimismo, para evitar las corrientes térmicas que podrían retardar o cambiar la solidificación, los cuellos deben ser horizontales. Esto da lugar habitualmente a mazarotas laterales. Hasta ahora, todo parece sencillo. Pero a veces, las piezas son complicadas y constan de varios segmentos con diferentes módulos. Entonces, hay que determinar cuál de ellos es significativo (ver texto para su definición). Para formular su determinación partimos del principio por el cual el segmento significativo es capaz de enviar el 5 % de su propio volumen a los segmentos más espesos a partir del momento en que el segmento vecino comienza a solidificar y a hincharse. Si los tiempos t1 y t2 corresponden al principio de la solidificación de los segmentos significativos y de los segmentos vecinos más gruesos, entonces :

K ( t 2 − t1 ) = γ ⋅ c(TP − 1.150)(M S +1 − M S ) donde :

K = cte. Dependiente de las propiedades térmicas del molde. MS y MS+1 son los módulos del segmento significativo y los siguientes más grandes El resto ya se ha visto Durante este mismo intervalo de tiempo, en los segmentos más gruesos que el significativo el líquido se enfría : K ( t 2 − t1 ) = γ ⋅ c ⋅ ∆TX ⋅ M X

donde MX es el módulo del segmento más masivo que el significativo. De lo que precede se puede deducir que :

(TP − 1.150)( M S +1 − M S ) = M X ⋅ ∆T X luego :

∆TX =

(TP − 1.150)( M S +1 − M S ) MX

Como se ha dicho antes, el segmento significativo envía 5 % de su volumen (0’05 VS) Para alimentar la contracción líquida. Esta última será 0’0002 TX VX en un segmento de volumen VX por 1 ºC de enfriamiento. En consecuencia : 0'05 VS > 0'0002 V X

(TP − 1.150)(M S +1 − M S ) MX

o, después de simplificar :

250 VS V > ( M S +1 − M S ) ∑ X TP − 1.150 MX (Las unidades de volumen se expresan más cómodamente en porcentajes establecidos directamente a partir del diagrama fraccional acumulativo de módulos). Cuestión 3).- Mecanismo de mazarotaje por aplicación de la presión. Siendo incompresibles los sólidos y líquidos la presión por sí misma no puede compensar la contracción secundaria que prevalece al final de la solidificación. Por tanto, la presión causada por la expansión debe convertirse en volumen. Esto se obtiene fácilmente deformando el molde. En tanto esta deformación sea elástica, el molde recupera su forma cuando la presión disminuye. El retorno será favorecido por la contracción térmica de la piel sólida externa. Nada más un pequeño retorno es suficiente para mantener la forma restante a presiones superiores a la atmósfera y evitar así las porosidades.

338