3 Fonderia

Fonderia

Tecnologia Meccanica

1

Ottenimento di un componente nella sua forma ‘finale’attraverso la colata di metallo liquido in un ‘adeguato’ contenitore

Fonderia

• lingotti

• colata continua

• in forma - transitoria

- permanente

Fonderia


2

Fusibilita’ Colabilita’

• fondere a temperature relativamente basse(MAX 1500-1600 °C)

• mantenere una sufficiente omogeneità

• fornire getti esenti da difetti

Attitudine dei materiali alla fabbricazione per fusione

riempire completamente la forma(fluidità / colabilità / scorrevolezza)

Influenza la tecnologia scelta, i parametri,il materiale e le caratteristiche della forma,la velocità di colata, etc

Fonderia


3

blocchi di metallo destinati a successive lavorazioni

150 - 800

b

h = 3 - 7 b

conicità inversa

1 - 2 °

lingottiera

paniera

sistema di colata - diretto- in sorgente- con bacino intermedio

conicità diretta

sivieraLingotti

Fonderia


4

La “vita” di un lingotto

ColataColata

Raffreddamento/solidificazioneRaffreddamento/solidificazione

VenditaVendita

FinituraFinitura

SemifinituraSemifinitura

SgrossaturaSgrossatura

RiscaldamentoRiscaldamento

Estrazione dalla lingottieraEstrazione dalla lingottiera

Fonderia


5

Siviera

Fonderia


6

scorificazione

colata

Fonderia


7

Fonderia


8

Riscaldamento

Forno a spinta

Pressaidraulica

Sgrossatura

Fonderia


9

Laminatoio sbozzatoreuniversale con gruppodi comando

laminato

cilindri di lavoro

cilindri di supporto

Fonderia


10

Semifinitura Laminatoioa caldo

Laminazione

Fonderia


11

Finitura

Laminazione a freddo tolleranze (ritiro, deformazioni)finiture (picchi e valli)qualità del prodotto (ossidazione)

Asportazione di truciolo tolleranzefinitureversatilità

Saldatura tubiaghi

Fonderia


12

- gocce fredde- doppia pelle- tacconi- riprese di colata- lesioni superficiali

Spruzzi e formazione delladoppia pelle

Formazione della ripresa di colata

Distacco del lingotto dalla lingottiera conpericolo di rottura e traboccamento delmetallo (formazione di tacconi)

La tendenza a formare cricche è valutabile dal rapporto:velocità di aumento pressione / velocità di asportazione del calore =portata/sezione / perimetro/sezione = Q/S / P/S = Q/PQuindi, per ridurre il pericolo dei cretti si impiega una sezione ondulata(quadrangolare, ottagonale, ecc.).

Tipici difetti in un lingotto

Fonderia


13

- elevata velocità di raffreddamento

- spessori ridotti

- aggiunta di elementi nucleanti (nucleazione eterogenea)

- rugosità della forma “ “

È auspicabile avere:

Tipica struttura finale di un lingotto (difetto?)

Fonderia


14

paniera

lingottieramobile

rulliestrattori

metallo liquido

metallo solido

sistema di tagliodella barra

Ottenimento di semilavoratidestinati a successive lavorazioniper deformazione plastica

in alcuni casi anche prodotti finiti

Lingottiera:sistema di raffreddamentoandamento della solidificazione

Colata continua

Ottimizzazione della produzione:

+ produttivitàqualità dei prodotti

- costi di impianti

Fonderia


15

Colatacontinua

Fonderia


16

Elementi costitutivi diuna forma in terra

Colata in forma (transitoria o meno)

Getti finiti a meno di:

• trattamenti termici• lavorazioni di finitura

getto

Colata in terra (forma transitoria)

Fonderia


17

Metalli puri Leghe

T

t

T

t

TsTis

Tfs

caso ideale (termodinamica e cinetica)

Solidificazione

Fonderia


18

caso reale

- nucleazione- accrescimento- scambi termici- variazioni di volume- sottrazione di calore

attraverso una pareteforma metallo

T

Ta

Tc

Ts

t=t3t=t2t=t1t=0

t=0t=t1t=t2t=t3

distanza dalla parete

Fonderia


19

T T∆

PPROBABILITA' DIFORMAZIONE DEIGERMI

DISTRUZIONE DEIGERMI

PROBABILITA' DI

VELOCITA' DIFORMAZIONE DEIGERMI

Tf

SOTTORAFREDDAMENTO SOTTORAFFREDAMENTO

VELOCITÀ DI ACCRESCIMENTODEI GERMI SOLIDIFICATI

∆T

Nucleazione ed accrescimento

TEMPERATURA

Fonderia


20

solidoliquido

t = t1

alta differenza di temperatura--> grosso sottoraffreddamento--> molti grani piccoli

----> buone caratteristiche meccanichecrosta dura che può dare problemi nellelavorazioni meccaniche successive

Fonderia


21

liquidosolidot = t2

la solidificazione interessauna zona maggiore del gettoe quindi aumenta il valore (assoluto)della contrazione di volume

--> distacco di getto dalla forma--> strato di aria interposto

(bassa conducibilità)--> velocità di raffreddamento piccola

con direzione preferenziale disottrazione del calore

----> grani allungati, anisotropia,segregazione

Fonderia


22

t = t3

basse differenze di temperaturebassa conducibilitàsenza particolare direzionedi sottrazione del calore

----> grani grossi, equiorientati

Fonderia


23

Tipica struttura finaledi un lingotto

- elevata velocità di raffreddamento- spessori ridotti- aggiunta di elementi nucleanti (nucleazione eterogenea)- rugosità della forma “ “

È in genere auspicabile avere:

Fonderia


24

Con diverse composizionichimiche è comunque possibileinfluenzare la strutturamicrocristallina e quindi ilcomportamento macroscopico

Fonderia


25

Solidificazione di leghe

dendriti dovute a -- diverse temperature disolidificazione dei componenti

-- direzione preferenziale diasportazione di calore

-- velocità di raffreddamento

problemi -- porosità interdendritica-- disomogeneità-- anisotropia-- inneschi a frattura

trattamenti termici -- ricottura-- normalizzazione

Fonderia


26

Il ritiro

Se ne tiene conto con:-- aumento dimensioni

forma-- alimentatori (materozze)

isoterme

Fonderia


27

modificazione della distribuzione di temperaturadovuta alla presenza della materozza

Materozza

→ Evita la formazione del cono di ritiroall’interno del getto

→ Compensa la contrazione di volumenel raffreddamento in fase liquida enel passaggio liquido/solido

→ Concentra impurità bassofondentiall’esterno del getto

Fonderia


28

• Formula empirica di Chorinovper determinare il tempo di solidificazione:

Regola empirica:

Mi+1 = 1.1-1.2 Mi

ts = k ( V / S ) n

• Modulo termico:

n = 1.5 - 2k = 0.8 - 1.1

V / S = M

suddividere il getto in partia modulo termico crescente verso la

materozza

Solidificazione direzionale

Fonderia


29

..alcuni esempi:

V 4 / 3 π (D/2)3 D3 π (D/2)2 D

S 4 π (D/2)2 6 D2 2 π (D/2)2 + π D*D

M D / 6 D / 6 D / 6

V 0.5 1 0.8

D

D D D

Fonderia


30

..ancora:

D3

D1 D2 D3

V 1 1 1

Di 1.2 1 1.1

S 4.5 6 5.5

M 0.22 0.16 0.18

Fonderia


31

un altro esempio:

C

BA

Va = Vb = Vc = L3

Sa = 4 L2 Sb = 3 L2 Sc = 2 L2

Ma = L / 4 Mb = L / 3 Mc = L / 2

Fonderia


32

1

Inconvenienti e rimedi

Aggiungere materozza in 1

Diminuire spessore di 1

Aumentare spessore di 2

1

Problema di solidificazione

Soluzioni:

223

Fonderia


33

Dimensionamento del sistema di alimentazione

Obiettivo: determinare forma e dimensioni della materozza

si usa il diagramma di Caine (sperimentale)

X

Y

pezzi buoni

pezzi non buoni

Diagramma di Caine

c

b

m

g

MXM

= tempo di solidificazione relativo

volume relativom

g

VYV

=

Modulo dell’ultima parte asolidificare prima della materozza

Volume del getto

g i iM Max M=

Fonderia


34

b = ritiro in fase liquida rappresenta il minimo valore di y quando x -> ∞

c = costante che dipende dalle condizioni relative di smaltimento di calore fragetto e materozza (=1 se uguali)

a = costante sperimentale dipendente dal materiale da colare ( ≈ 0.1 )

aY bX c

≥ +−

aX cY b

≥ +−oppureanaliticamente

0.11.08%

acb

= = =

Fonderia


35

1° metodo

Fissare un certo numero di parametri

Al fine di determinare la geometria (forma e dimensioni)

Da cui ottengo il volume e la superficie di scambio della materozza

Però lo stesso modulo e lo stesso volume si possono ottenere con infinite forme e dimensionidella materozza

Costruire una formulazione analitica

2° metodo

Fonderia


36

1° metodo

Esempio:

Scelgo una forma cilindrica della materozza

400

200100

Altezza delle staffe pari a 250

H

d

250 100 150H = − =

3

2

2 2

2

4 2 1 10 8 10 28.57142 142(4 2 4 1 2 1) 10gM

⋅ ⋅ ⋅ ⋅= = =⋅⋅ + ⋅ + ⋅ ⋅

32 64 2 1 10 8 10gV = ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅

Fonderia


37

150d =2 2

2 2

150 150 26500004 4

150 150 150 883574 4

301.05 0.33 2.08

m

m

m

Caine

d HV

dS dH

MX Y Y

π π

π ππ π

⋅ ⋅= = =

⋅= + = + ⋅ =

== → = < =

Scelgo:

200d =2

2 2

200 150 47100004

200 200 150 1256644 4

37.51.31 0.59 0.4

m

m

m

Caine

V

dS dH

MX Y Y

π

π ππ π

⋅= =

⋅= + = + ⋅ =

== → = > =

Scelgo:

Il procedimento è analogo nel caso in cui sussistano dei vincoli causati dagli ingombri della materozza (e quindi su d)

Fonderia


38

1.25X =

6

2 26

0.1 0.08 0.481

3.84 10

150 3.84 10 180.544 4

m g

YX

V Y V

d H d dπ π

= + =−

= ⋅ = ⋅

⋅ ⋅= = ⋅ → =

Scelgo:

2

2 2

190 150 42500004

190 190 150 1178884 4

36.081.26 0.53 0.46

m

m

m

Caine

V

dS dH

MX Y Y

π

π ππ π

⋅= =

⋅= + = + ⋅ =

== → = > =

Prendo d = 190

Oppure:

Fonderia


39

( )

( )

,

,

m

g

m

g

aY bX cVY f geometriadelpezzo geometriadellamaterozzaVMX f geometriadelpezzo geometriadellamaterozzaM

≥ +−

= =

= =

costruire una formulazione analitica

Vincolata da: Altezza delle staffeIngombro della materozza

Al fine di determinare:GeometriaNumeroPosizionamento

della/e materozza/e

2° metodo

Fonderia


40

Caso di materozza cilindrica:

d

H

2

4md HV π=

2

4mdS dHπ π= +

( )44m g

m g

d HM d H M Xdd H

HM X M

⋅ = +→ =+ = ⋅

( )3

3 3 3

3 2

( 4 )4

4

g

gm m

g g g

d H M Xd H M XHV VY

V V d d H Vπ

+ + = = ⋅ =

⋅ ⋅

Equazione che lega le caratteristichegeometriche del getto e dellamaterozza alle variabili di Caine

Fonderia


41

Determino il punto di confine tra pezzi cattivie pezzi buoni mettendo a sistema l’equazioneprecedente con quella sperimentale deldiagramma di Caine

( )3 3 3

2

44

g

g

d H M XY

d H VaY bX c

π +=

⋅ ⋅ = + −

Il risultato in forma chiusa può essere trovato determinando il valore reale positivo di X infunzione di d , H , Mg , Vg

Attenzione: Mg è funzione di d

Fonderia


42

Soluzione in forma chiusa di X = f [ d , H , Mg , Vg]

::X →c4 −

12 . c2

4 + I4 21ê3 I−4 a d4 H2 Mg3 Vg − 3 b c d4 H2 Mg3 Vg − 48 a d3 H3 Mg3 Vg − 36 b c d3 H3 Mg3 Vg − 192 a d2 H4 Mg3 Vg − 144 b c d2 H4 Mg3 Vg − 256 a d H5 Mg3 Vg − 192 b c d H5 Mg3 VgMMìKHd + 4 HL3 Mg3 J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgM +-J−4 I−12 b d H2 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM Vg − 48 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMM3 +J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMN2NN1ê3O +

13 21ê3 Hd + 4 HL3 Mg3 π

J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgM +-J−4 I−12 b d H2 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM Vg − 48 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMM3 +

J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMN2NN1ê3 −

12 . c2

2 − I4 21ê3 I−4 a d4 H2 Mg3 Vg − 3 b c d4 H2 Mg3 Vg − 48 a d3 H3 Mg3 Vg − 36 b c d3 H3 Mg3 Vg − 192 a d2 H4 Mg3 Vg − 144 b c d2 H4 Mg3 Vg − 256 a d H5 Mg3 Vg − 192 b c d H5 Mg3 VgMMìKHd + 4 HL3 Mg3 J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgM +-J−4 I−12 b d H2 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM Vg − 48 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMM3 +J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMN2NN1ê3O −

13 21ê3 Hd + 4 HL3 Mg3 π

J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgM +-J−4 I−12 b d H2 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM Vg − 48 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMM3 +J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMN2NN1ê3 −

c3 −32 b d H2 VgHd + 4 HL3 Mg3 π

ì 4. c24 + I4 21ê3 I−4 a d4 H2 Mg3 Vg − 3 b c d4 H2 Mg3 Vg − 48 a d3 H3 Mg3 Vg − 36 b c d3 H3 Mg3 Vg − 192 a d2 H4 Mg3 Vg − 144 b c d2 H4 Mg3 Vg − 256 a d H5 Mg3 Vg − 192 b c d H5 Mg3 VgMMì

KHd + 4 HL3 Mg3 J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgM +-J−4 I−12 b d H2 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM Vg − 48 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMM3 +J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMN2NN1ê3O +

13 21ê3 Hd + 4 HL3 Mg3 π


J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMN2NN1ê3 >,:X →

c4 −

12 . c2


13 21ê3 Hd + 4 HL3 Mg3 π


J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMN2NN1ê3 +

12 . c2


13 21ê3 Hd + 4 HL3 Mg3 π

J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgM +-J−4 I−12 b d H2 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM Vg − 48 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMM3 +J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMN2NN1ê3 −




13 21ê3 Hd + 4 HL3 Mg3 π

J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgM +

-J−4 I−12 b d H2 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM Vg − 48 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMM3 +


c4 +

12 . c2


13 21ê3 Hd + 4 HL3 Mg3 π


J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMN2NN1ê3 −

12 . c2


13 21ê3 Hd + 4 HL3 Mg3 π

J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgM +-J−4 I−12 b d H2 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM Vg − 48 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMM3 +J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMN2NN1ê3 +




13 21ê3 Hd + 4 HL3 Mg3 π



c4 +

12 . c2


13 21ê3 Hd + 4 HL3 Mg3 π


J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMN2NN1ê3 +

12 . c2


13 21ê3 Hd + 4 HL3 Mg3 π

J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgM +-J−4 I−12 b d H2 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM Vg − 48 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMM3 +J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMN2NN1ê3 +




13 21ê3 Hd + 4 HL3 Mg3 π


J432 b2 d2 H4 Id3 Mg3 π + 12 d2 H Mg3 π + 48 d H2 Mg3 π + 64 H3 Mg3 πM Vg2 − 108 I−c d3 Mg3 π − 12 c d2 H Mg3 π − 48 c d H2 Mg3 π − 64 c H3 Mg3 πM2 Ia d H2 Vg + b c d H2 VgMN2NN1ê3 >>

Fonderia


43

In prima approssimazione si può trascurare la variazione di Mg in funzione del diametro dellamaterozza

Fissati i valori di Mg e Vg, il punto di intersezione di coordinate {X,Y} sarà funzione di d e H

Si ottiene:( )3 3

2

41372d H X

Yd H

π+=

⋅ ⋅Famiglia di funzioni Y = fd,H [X] con 2 gradi di variabilità

δ fattore di forma della materozza cilindricaSe pongo:

( ) ( )3 33 3 3 3

3 2 2

4 1 44 4

g g

g g

M X d d M XY

d V Vπ δ π δ

δ δ+ ⋅ +

= =⋅ ⋅ ⋅ ⋅

H dδ= ⋅

Famiglia di funzioni Y = fδ [X] con 1 sologrado di variabilità

Fonderia


44

3

4mdV π δ=

22

4mdS dπ π δ= + 4 1 4m

d HM dd H

δδ

⋅= =+ +Per la materozza:

Scegliendo un valore di δ è orapossibile mettere a sistemal’equazione di Caine con quellarelativa alla geometria: ( )33 3

2

1 44

g

g

M XY

Vπ δ

δ+

=⋅ ⋅

Da cui ricavo il valore di X

1 4m gM X M d δδ

= ⋅ =+

da cui ottengo il valore di d

H dδ= ⋅

aY bX c

= +−

Fonderia


45

Con i dati dell’esempio precedente: ( )33

2

0.250.146546Y X

δδ

+= ⋅

1.5 1.25

1 0.75

0.5

δ

Scegliendo ad esempio δ = 1

30.21

0.2862 0.007 0.520.1 0.007 0.520.08

1 1.22

Y X iX

iYX

− = ⋅ − − → = − += + −

1 4134.98 174.9

1 4 1174.9

m gM X M d

d d

H

δδ

= ⋅ =+

= → =+ ⋅

=

Fonderia


46

Metodo di Bishop - Pellini

Valuta l’efficienza di una materozza infunzione del fattore di forma del getto:

- dal diagramma (a) si può calcolare Y- conoscendo Vg si può calcolare Vm- dal diagramma (b), fissato δ, si può

ricavare H e D

(a)

L WT+

(b)

Fonderia


47

Raggio d’azione delle materozze

Meccanismo di solidificazione dendritica

Nel caso delle piastre, o in getti conparete sottile, può portare a chiusuradel collegamento fra la zona che stasolidificando e la materozza, con conseguenteformazione di cavità all’interno del getto

Fonderia


48

Solidificazione di una piastra con effettodi estremità e materozza

Fonderia


49

zona di influenza materozza

acciaio 3 - 5 sghisa 4 - 5 sbronzo 6 - 8 sleghe leggere 5 - 7 s

effetto di bordo 2.5 s

raffreddatori 50 mm

Fonderia


50

PIASTRE BARRE

4.5 T

T

4.5 T

2 T 2.5 T

T

4 T

2 T 2 T

T

4.5 T + 2 in

T

9 T + 4 in

4.5 T + 2 in 4.5 T + 2 in

RAFFREDDATORE

RAFFREDDATORE

T

6 T

T

da T a 4T

T

T

RAFFREDDATORE

RAFFREDDATORE

6 T

Contributo materozza: da 5T a 2TContributo effettodi estremità

da 1.5T a 2T

6 T + TD =6 T + T

12 T + 2T

MASSIMA DISTANZA DI ALIMENTAZIONE

D DN L

T NLT

MASSIMA DISTANZA DI ALIMENTAZIONE

TT

T

HM

L

D D DH N L

DH = ( TH - TM ) + 4.5 in

DN = ( TH - TL ) * 3.5

DL = 3.5 TM

DN = (TN - TL ) + 4.5 in

DL = 3.5 TN

Fonderia


51

Esempio

20

202

D

H

δ = 1 ---> D = 5.5

5.5

10

7.25

Amax = 4.5 T = 9 > 7.25

2

Fonderia


52

Altro esempio

Si ha un risparmio o unaumento di materiale(sprecato) delle materozze?

Conviene utilizzare 8materozze piccole

max

5050 4 30 170

400 7.4 8170

mDA

π

== + ⋅ =

⋅ = →

7400 1797

179 4 30 59

materozze

D D

π ⋅ =

= + ⋅ → =

progetto: verifica:

40030T

∅ ==

A parità di H la soluzione con 7materozze verifica il diagramma diCaine in quanto ci siamo spostatiin alto e a destra

27 7

28 8

7 1.2188

V DV D

⋅= =⋅

Fonderia


53

Collare di attacco delle materozze

- non strozzatura per evitaresolidificazione prematura

- piccola sezione per facilitareasportazione

- superfici piane piuttosto che curve- in corrispondenza a zone da

lavorare successivamente

d Lacciaio 0.4 D 0.16 Dghisa 0.66 D 0.16 Drame 0.66 D 0.35 Dleghe leggere 0.75 D 0.49 D

MATEROZZA

COLLARE

GETTO1

2

3ORDINE DI SOLIDIFICAZIONE

1 2 3

Fonderia


54

RAFFREDDATORI

interni(fusione)

esterni(sottrazione)

posizionamento

Variazione locale delmodulo termico per:- aumentare raggiod’azione delle materozze

- favorire solidificazionedirezionale

Fonderia


55

Forme e posizionamento dei raffreddatori

Posizionamentoraffreddatori

Cricche a caldo dovute alla formanon corretta dei raffreddatori

Curvatura 1

Curvatura 2

Curvatura 3

Spirale di raffreddamento

Curvatura 4

Fonderia


56

Fonderia


57

Raffreddatori interni 1 2 3

1

23

Fonderia


58

Raffreddatori esterni

Fonderia


59

Metodi per ridurre le dimensioni delle materozze

Raffreddatori Coibentatori

Fonderia


60

Durante il raffreddamento di un gettosi generano necessariamente gradientitermici che porterebbero zone contiguead avere, allo stesso tempo, lunghezzediverse. Ciò non è possibile per lacongruenza alla deformazione e quindi,per mantenere la stessa lunghezza in ogni istantequeste zone del materiale devono essereassoggettate a sollecitazioni, di compressioneo di trazione a seconda del gradiente ditemperatura. Dal momento che la resistenzaalla deformazione dei materiali è modesta,ad alta temperatura, allora si possono averedeformazioni permanenti ed anche rotture.

ab

ab

ab

t1

t2

t3

l1

l2

t2 ab

σa

σb

Tensioni termiche di ritiro e residue

Fonderia


61

L’elemento a si raffredda più velocemente dell’elementob e quindi si vorrebbe contrarre maggiormente, ma ciònon e’ possibile e quindi viene sollecitato a trazione permantenere in ogni istante una lunghezza uguale(congruente) con la parte b

Esempio 1: sfera piena

Esempio 2

La zona esterna si raffredda piùvelocemente dell’interno e quindi sivorrebbe contrarre, ma ciò non è possibilee quindi viene sollecitata a trazione permantenere in ogni istante una lunghezzauguale (congruente) con la parte interna

ab

Fonderia


62

Esempio 3

giogo

A

A

giogoB

L

a

b

a

a

Z Sez. Z

Z

La quantità di calore smaltita per conduzione è

l’abbassamento di temperatura è

( )ambienteQ S T T t∆ ∝ ⋅ − ∆

( ) ( )1 1ambiente ambiente

QT S T T t T T tV V Mρ

∆∆ ∝ ∝ ⋅ − ∆ = ⋅ − ∆

Fonderia


63

la parte A si raffredda molto più velocemente

2

2 2 4A

A

V a L aS a L

= =⋅ ⋅

( ) ( )2 2B

B

V a b L a bS a b L a b

⋅ ⋅ ⋅= =⋅ + ⋅ ⋅ +

2

1B

A

MaMb

=+

Nel nostro caso:

quindi

per 2B

A

Mb aM

→� �

Fonderia


64

considerando le condizioni al contorno:

B

A

T

t

Ts

Ta

t*

All’inizio A ai raffredda più di B

Poiché verso la fine delraffreddamento il ∆T di A èmolto piccolo, da un punto in poi(tempo t*) B si raffredda piùvelocemente, pur avendo modulomaggiore.

In quel momento le velocità diraffreddamento sono uguali

Alla fine del raffreddamento ladue parti devono avere lastessa T

Fonderia


65

Analiticamente:

y z

x

q��

Flusso termico:

Legge di Fourier:

dove: coefficiente di conducibilità termica

varia con la temperatura

Fonderia


66

Nel caso monodimensionale: da cui:

Introducendo: coefficiente globaledi scambio termico

mette in relazione diproporzionalità diretta ilflusso termico specifico e ladifferenza di temperatura

Flusso termico:

densità di flusso termico:

Fonderia


67

Un corpo che si trova ad una certa temperatura è ingrado di smaltire (se abbassato di temperatura finoa quella ambiente) una quantità di calore pari a:

( ) ( )a aQ c m T T c V T Tρ= ⋅ ⋅ − = ⋅ ⋅ ⋅ −

Portando agli infinitesimi: dQ c V dTρ= ⋅ ⋅ ⋅

( )adQ k S T T dt= ⋅ ⋅ − ⋅accoppiando con l’equazione di Fourier:

( )ac V dT k S T T dtρ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ − ⋅si ha l’equazione differenziale:

( )adT k S dtT T c Vρ

= ⋅ ⋅− ⋅

la soluzione può essere trovataper separazione di variabili:

1M

dipendono solodalla temperatura ( )h T

Fonderia


68

( )( )

0

sT t

Ta

h TdT dtT T M

= ⋅−∫ ∫

Condizioni al contorno: 0 0 s

a

t t T Tt T T= = =

→∞ =

Integrando:

Trascurando la variazione dik, c e ρ con la temperatura

( ) 0ln ST t

a T

hT T tM

− = ( ) ( )ln lnS a ahT T T T tM

− − − =

( )( )ln S a

a

T T h tT T M−

=−

( )( )

h tS a M

a

T Te

T T−

=− ( ) ( )

h tM

a S aT T T T e−

− = −

( )h tM

S a aT T T e T−

= − +In definitiva:

( ) ( )a

dT Sh T dtT T V

= ⋅ ⋅−

Fonderia


69

( )

( )

A

B

h tM

A S a ah tM

B S a a

T T T e T

T T T e T

−

−

= − +

= − +

Per le due barre le temperature sono:

Mentre le velocità:

( )

( )

A

B

h tMA

A S aA

h tMB

B S aB

T hT T T et M

T hT T T et M

−

−

∂= = − −∂

∂ = = − − ∂

�

�

le velocità di raffreddamento sono uguali e ladifferenza di temperatura è massima quando: A BT T=� �

Fonderia


70

Da cui esiste t* tale che: ( ) ( )* *

A B

h ht tM M

S a S aA B

h hT T e T T eM M

− −

− − = − −

* *1 1A B

h ht tM M

A B

e eM M

− −

=

ln*

1 1

B

A

A B

MMt

hM M

=

−

*

*

B

A

h tM

Bh tA M

M eM

e

−

−= ln * *B

A B A

M h ht tM M M

= − − −

B

A

T

t

Ts

Ta

t*

AT�

BT�

Fonderia


71

In un generico istante:

( )( )

A S A

B S B

L T TL T T

αα

∆ = −∆ = −

��

' 'A B A B∆ −∆ = ∆ +∆� � � �

A

B

A

B

A∆�

B∆�

'A∆� 'B∆�

L

Senza congruenza

Con congruenza'

'

A AA

B BB

L E

L E

σε

σε

∆ = = ∆ = =

�

�

( ) ( ) A BS A S BL T T L T T L L

E Eσ σα α− − − = + ( ) ( )B A A B

LL T TE

α σ σ− = +

Approssimazione: α, E indipendente dalla temperatura, ipotesi di elasticità

Fonderia


72

A

A

giogoB

( ) ( )B A A BE T Tα σ σ− = +

2 A A B BZ Zσ σ⋅ ⋅ = ⋅

Aσ

Bσ

Aσ

ZA

ZA

ZBPer l’equilibrio delle forze:

2B

A BA

ZZ

σ σ= ⋅⋅

da cui: ( ) 22 2

B B AA B B B B

A A

Z Z ZZ Z

σ σ σ σ σ + ⋅+ = ⋅ + = ⋅ ⋅ ⋅

( )22A

B B AB A

Z E T TZ Z

σ α⋅= −+ ⋅

( )2B

A B AB A

Z E T TZ Z

σ α= −+ ⋅

Approssimazione: E indipendente dalla temperatura

Fonderia


73

B

A

T

t

Ts

Ta

t*

σ

σA

tt*

σB

Le temperatureTA e TB vanno secondocurve esponenziali

Le tensioni σA e σB vannosecondo le curve accanto(circa)

Fonderia


74

2A

B

Z aZ a b

== ⋅ 2 2

A B

B A

Z bZ a

σσ

= =⋅

2 1A

B

ba

σσ

> → >

B AT T>

Si ha: Allora:

se:

ma:

si può avere cedimento di A più freddo ma più sollecitatooppure il cedimento di B, più caldo e meno sollecitato

Supponiamo che alle temperature rispettive, si superi il carico di snervamento in una barra,ad esempio A (in trazione)

si possono avere due casi:

σA > σr

σr > σA > σs

Rottura del pezzo

Tensione residua

Fonderia


75

nel secondo caso, la lunghezza di A al t* è maggiore del previsto, quindi, aspettandosi ancora un certo∆T fino alla Ta e quindi un corrispondente ∆l, a Ta la barra A sarà più lunga del previsto. Ciò non èpossibile per la presenza dei gioghi e quindi necessariamente A sarà sollecitata a compressione.Per l’equilibrio, corrispondentemente, B sarà sollecitata a trazione.Ovviamente, σA

(residua) ≠ σB(residua)

σ

tσB

σ’s

σ’’s

σA

σB(residua)

σA(residua)

Il limite di snervamento cresceal decrescere della temperatura

Fonderia


76

Ad esempio la barra B che si trova sempre ad una temperatura più alta avendo un limite di snervamento piùbasso potrebbe cedere anche a tensioni più basse e quindi prima della A

Nella realtà sono diversi i casi in cui si ha rottura o snervamento

Ciò dipende da:

il materiale ha un comportamento plastico per gran parte del raffreddamento

la tensione di snervamento cambia sia per la barra A che la B poiché si trovano atemperature sempre differenti

In genere è difficile prevedere se e quale barra subirà snervamento o se addirittura lo subiranno entrambe.

Ad esempio la barra A raggiunge lo snervamento che però gradualmente si alza con l’abbassarsi dellatemperatura più velocemente che per B; quest’ultima, non avendo ancora raggiunto il t*, si trova in una fasecrescente del modulo della tensione raggiungendo anch’essa lo snervamento.

Fonderia


77

Metodi per ridurre le tensioni di ritiro e residue

- progettazione del prodotto

- processo- sistema di formatura

- raffreddatori

- coibenti

- trattamenti termici

raccordisezionimoduli termici

controllo velocità diraffreddamento equindi dei gradientidi temperatura

ricotturanormalizzazione

- design for casting

Fonderia


78

Tolleranze di processo

Tolleranza di progetto

< Tolleranza di processo > tolleranza di processo

Nessuna aggiunta di sovrametalli Aggiunta di sovrametalli

Lavorazioni successiveper asportazione

In base alle tolleranze ottenibili dal processo è possibile stabilire se è necessario aggiungeremateriale per ottenere le tolleranze richieste successivamente per asportazione di materiale

Fonderia


79

Nella tabella UNI 6225-73 sono precisate le tolleranze dimensionali e i sovrametalli per la lavorazionemeccanica dei getti di acciaio non legato (UNI 3150-68), colati in sabbia.Le tolleranze sono bilaterali (disposte a cavallo della linea dello zero).

Dimensione nominale

(mm)

Massimadimensione del

getto grezzofino a 80

mm

oltre 80fino a180

oltre 180fino a315

oltre 315fino a500

oltre 500fino a800

oltre 800fino a1250

oltre1250fino a1600

oltre1600fino a2500

(mm) A B C A B C A B C A B C A B C A B C A B C A B Cfino a 120 6 4 3 7 5 4 - - - - - - - - - - - - - - - - - -

oltre 120 fino a 500 7 5 4 8 5 5 10 6 6 14 8 7 - - - - - - - - - - - -oltre 500 fino a 1250 8 5 5 9 6 6 11 7 7 15 9 8 18 11 9 20 13 - - - - - - -oltre 1250 fino 2500 9 6 6 10 7 7 12 8 8 16 10 9 20 12 10 22 14 11 25 15 - 30 17 -

si distinguono 3 gradi di precisione:Getti singoliAmpiaA

NumerositàTolleranzaGrado di precisione

Getti di serieStrettaC

Getti ripetutiMediaB

Tolleranzedimensionali

Fonderia


80

Dimensione nominale

(mm)

Massimadimensione del

getto grezzofino a 80

mm

oltre 80fino a180

oltre 180fino a315

oltre 315fino a500

oltre 500fino a800

oltre 800fino a1250

oltre1250fino a1600

oltre1600fino a2500(mm)

A B C A B C A B C A B C A B C A B C A B C A B Cfino a 120 6 3 4 7 5 5 - - - - - - - - - - - - - - - - - -

oltre 120 fino a 500 6 4 5 7 5 5 8 6 6 10 7 7 - - - - - - - - - - - -oltre 500 fino a 1250 7 5 5 8 6 6 9 7 7 11 8 8 12 9 8 13 10 - - - - - - -oltre 1250 fino 2500 8 7 6 9 7 7 10 9 8 12 10 9 13 10 9 14 12 10 15 13 - 17 14 -

Sovrametalli

Nel caso in cui le tolleranze ottenibili sono più larghe di quelle richieste occorre aggiungere sovrametalloin dipendenza delle dimensioni (massime e nominali) e della tipologia del getto

Vale lo stesso discorso nel caso di rugosità ottenibili più scadenti di quelle richieste: occorre aggiungeresovrametallo al fine di permettere mediante lavorazioni successive di produrre le finiture desiderate.

Fonderia


81

Quota Tolleranza Caso 1 Caso 2 Caso 1 con Caso 2 connominale intrinseca sovrametallo sovrametallodel grezzo del processo

Effetto dimensioni massime Effetto della dimensione da lavorare

errore = 1° di inclinazione errore = 1% sul ritiro

Fonderia


82

Sovrametallo (considerazioni )

sovrammetallo

- all'aumentare delle dimensioni- all’aumentare della precisione richiesta

- fusioni di serie

aumenta

diminuisce

costante

variabile - per semplificare l' anima- favorire la solidificazione direzionale

SOPRAMMETALLO VARIABILE

SOPRAMMETALLO COSTANTE

MATEROZZA

SOPRAMMETALLO

VARIABILE

Fonderia


83

METALLOFUSO

PROBABILI ZONE di EROSIONE

METALLOFUSO

DISEGNO CORRETTODiverse condizioni per angoli e spigoli

GETTOANGOLO

SPIGOLO

R

r

per ridurre erosione della formadurante la colata

per ridurre rischi di rotturadurante la solidificazione

per ridurre concentrazionidi tensioni durante l’uso

Raggi di raccordo

Fonderia


84

Tfs Ta Lf = Li ( 1 - α ∆ T )

La forma ha modificato lesue dimensioni

Il metallo si ritira in mododipendente anchedalla configurazione geometrica

Le anime funzionanoda vincoli

Ritiri lineari per getti colati in sabbia (valori indicativi)

MATERIALI RITIRO (%)Getti piccoli Getti medi Getti grandi

GHISE GRIGIE 1 0.85 0.7GHISE MALLEABILI 1.4 1 0.75GHISE LEGATE 1.3 1.05 0.35ACCIAIO 2 1.5 1.2ALLUMINIO e LEGHE 1.6 1.4 1.3BRONZI 1.4 1.2 1.2OTTONI 1.8 1.6 1.4LEGHE diMAGNESIO

1.4 1.3 1.1

Ritiro

Fonderia


85

PROGETTAZIONE DELLA FORMAPROGETTAZIONE DELLA FORMA

realizzazione della cavità all’interno della formanella quale verrà colato il metallo liquido

transitorio

transitoria modello

forma permanente

permanente

forme transitorie - possono essere distrutte dopo la colata materiale: terra di fonderia- devono permettere l’estrazione del modello piano di separazione

forme permanenti - devono essere resistenti e durature materiale metallico- devono permettere estrazione del pezzo angoli di sformo

Fonderia


86

Ciclo di formatura in terra

SPECIFICHE DELCOMPONENTE

COSTRUZIONEDEL MODELLO

PREPARAZIONEMATERIALI DIFORMATURA

PREPARAZIONEDELLA FORMA FUSIONE

COLATA

SOLIDIFICAZIONE ERAFFREDDAMENTO

APERTURA DELLAFORMA /

DISTAFFATURA

FINITURA /SBAVATURA /

STERRATURA /SMATEROZZAMENTO

CONTROLLI

TRATTAMENTITERMICI

Fonderia


87

Forma e modello

Fonderia


88

modellodell’oggettoda produrre

modello all’interno della staffa

dal momento che il modello deve essere riutilizzato (modello permanente)come si fa ad estrarlo senza danneggiarlo?

piano di separazione delle staffe

Scelta del piano di separazione

Fonderia


89

VALORI DELLO SFORMO s in mm e in %dell' ANGOLO di SFORMO β

ALTEZZA delMODELLO

(mm)SFORMO Angolo di sformo

βs (mm) (%)

fino a 40 0.5 1.25 1'30''40 - 59 0.75 1.8 - 1.2 1'60 - 119 1 1.7 - 0.8 40''120 - 159 1.5 1.7 - 0.8 40''160 - 199 1.75 1.1 - 0.9 40''200 - 249 2 1.0 - 0.8 30''250 - 299 2.5 1.0 - 0.8 30''300 - 399 3 1.0 - 0.75 30''400 - 499 3.5 0.9 - 0.8 30''>= 500 4 <= 0.8 30''

I valori di questa tabella sono di preferenza da adottare per modelli METALLICI, lavorati amacchina, possibilmente fissati su placche e ben finiti. La sformatura dovra' essere fatta convibratori e con guide o, meglio, su macchine a sformare.

per permettereestrazione del modello

H

IMPRONTA

MODELLO

Angoli di sformo

Il modello deve essere modificato per una necessità tecnologica

Fonderia


90

L / D >> 1

L / D << 1

Disposizione dell’impronta nella forma

Fonderia


91

Eliminazione sottosquadri

problema soluzioni

Fonderia


92

5. Realizzazione tirate d’aria

Preparazione della forma

0: preparazione del modello

Fonderia


93

Fonderia


94

Pezzo con una superficie piana

Pezzo forato

Esempi di forme allestite

Fonderia


95

L / D >> 1

L / D << 1

Disposizione dell’impronta nella forma

Fonderia


96

SCOSSA COMPRESSIONE SFORMATURA

PIATTO DI COMPRESSIONESTAFFAPLACCA MODELLOTAVOLACANDELE PER LA SFORMATURAPISTONE DI SCOSSA

PISTONE DI COMPRESSIONE

1

2

5

76

3

4

12

34567

TRAMOGGIA

PALETTA ROTANTE

TESTA DI LANCIO

FORMATURA A LANCIO CENTRIFUGO

ENTRATA TERRA

FORMATURA DALL' ALTO

FORMATURA DAL BASSO

Macchine per formatura

Fonderia


97

Caratteristiche richieste1 plasticita' (scorrevolezza)2 coesione3 refrattarieta'4 permeabilita'5 sgretolabilita'

R

% argilla

R

% acqua

• Sabbia silicea (SiO2)

• argilla (soprattutto bentonite)

• acqua (ha il compito di conferirepotere legante all’argilla)

Materiali per la formatura in terra

grani tondeggiantidiametro uniforme

grani grossi e piccoli- porosità+ resistenza

grani spigolosi+ legante+ resistenza- refrattarietà

Fonderia


98

sabbia indice AFSmolto grossa < 18grossa 18-35media 35-60fina 50-150finissima >150

Indice di finezza 4096 / 87.2 47

10050.0

12.86.4Argilloide

409687.243.6Totale

30010.5300-fondo

0002000.053270

840.60.31400.074200

200211000.105140

49073.5700.149100

11002211500.21070

13603417400.29750

480168300.4240

723.61.8200.5930

1010.5100.8420

00051.6812

00033.366

ProdottoTrattenuto(g) (%)

FattoreMaglia(mm)

Numero

ANALISI GRANULOMETRICA DI SABBIA

+

forma del grano

distribuzione granulometrica

finitura superficiale

+

Fonderia


99

Influenzadell’evaporazionedell’acquasuperficiale econdensazionenegli strati piùprofondi

Fonderia


100

Legante

naturale argilla o bentonite

forti 16%semigrasse 6-16% materiale di colatamagre 5-8% peso del gettosilicee <5% in funzione di spessore della parete

numero di pezzisinteticoinorganico silicato sodico

cemento

organico resine fenolichefuraniche…..

tabella

soffiaggiocompattazione pressatura

vibrazione

Fonderia


101

ariaTa CO2

Na2O . x SiO2 + CO2 -> Na2CO2 + SiO2indurimento

fornocampi alta frequenza

a caldo aria caldautensili caldiradiazione infrarossa

breve (s)tempi medio (min)

lungo (ore)

Fonderia


102

Lavorazione delle terre

terra usata sabbia nuova

rottura zolle essiccazioneseparazione parti metallichesetacciaturaseparazione delle polveri acqua

agglomerantenero minerale

dosaturamolazzaturadisintegrazione

formatura

Molazza

Fonderia


103

Prove sulle terre

1. determinazione del tenore di argillasi effettua lavando la sabbia e valutando la differenza in peso

(strumento : “levigatore”)

2. indice di finezzasetaccio in colonna in serie decrescente

3. contenuto di umidita’strumento che impiega carburo di calcio CaC2 che reagisce con

l’acqua provocando un aumento di pressione.

4. Prove meccaniche5. COESIONE A VERDE / SECCO

Compressione statica e dinamica mediante “coesimetri”

Fonderia


104

Realizzazione di fori ciechi o passantiper mezzo di occupazione di una partedel getto con materiale di formatura

portata d’anima

Staffa inferiore

terra di formatura

animagetto

requisiti delle anime- maggiore refrattarietà- elevata resistenza meccanica fino al termine della solidificazione- friabilità

Anime

Staffa superiore

terra di formatura getto

portatad’anima

anima

Fonderia


105

Realizzazione delle anime

armatura armature semplici tirate d’aria interne all’anima

cassa d’animasoffiaggio delle anime

sostegni

Fonderia


106

L ≤ 5D3S ≤ DL ≤ 3D2S ≤ D ≤ 3SL ≤ DD < 2 S

S SD

L ≤ 3D3S ≤ DL ≤ 2D2S ≤ D ≤ 3SL ≤ D/2D < 2 S

S SD

LL

Dimensionamento delle anime

Le anime devono sopportare sollecitazioni termiche e sollecitazioni meccanicheQuindi non devono essere troppo snelle e non devono essere circondate da troppo liquido

Inflessione e conseguenteeccessiva deformazione(tolleranze) o rottura

Sovra-cottura econseguente difficoltà dirimozione

Fonderia


107

Fusione

A combustibile- solido- liquido- gassoso

Elettrici- a resistenza- ad arco

• indiretto (radiante)• diretto

- ad induzione• bassa frequenza• alta frequenza

Forni

FUSIONE E COLATAFUSIONE E COLATA

Fonderia


108

Carica: strati alterni di

- coke

- fondente

- metallo

Cubilotto

Fonderia


109

Impiegato per la rifusione di ghise comuni e speciali.Temperatura: Tf della ghisa 1150 - 1350 °C + max 200 °C di surriscaldamento.

Rivestimento:- acido (mattoni siliciosi a base SiO2, 90%) : il più usato, economico, ottima resistenza agli sbalzitermici ;

- basico (dolomite calcinata: ossidi CaO e MgO): favorisce la desolforazione

FeS + CaO -> FeO + CaSFeO + C -> Fe + CO

basicità della scoria: (CaO%+MgO%)/SiO2%- neutro (a base di magnesite calcinata (MgO 85-90% + … ) e cromite (FeO.Cr2O3)- grafite : zona del rivestimento al disotto degli ugelli

Carica del cubilotto (dote):- carbon coke: pezzatura d = 120 mm, buona resistenza meccanica, quantità: 10%della carica metallica

- ghisa: pani e rottami (pani di I fusione: titolati, pani di II fusione: composizione più incerta)- fondente: 20-30 % del peso del coke

* calcare (CaCO3), dolomite (CaCO3.MgCO3), magnesite (MgCO3)* fuorite (CaF2), cenere di soda (Na2CO3)

Fonderia


110

Portata d' aria (all’incirca 1 tonn d' aria per la fusione di 1 tonn di ghisa), dipende anche dalla pezzatura del coke edalla sua porosità.

Rendimento: occorre limitare la temperatura dei gas in uscita (150 - 300 °C) η = 45-50%

TemperaturaAumenta col preriscaldamento dell’aria (alimentazione a “vento caldo”).Presenta un massimo con la portata d' aria: una portata eccessiva determina ossidazione, > perdite di Mn e Sied una riduzione della temperatura; una portata bassa determina una bassa velocità di fusione,aumento di carbonio ed erosione del refrattario.

Inoculazione (per l’affinamento della struttura della ghisa): impiego di ferro-leghe es. Fe-Si 85 % + Al.

Fonderia


111

gravità centrifuga sotto pressione

sfrutta la pressione dovuta forma messa in pompe alternativeal peso del metallo liquido rotazione, si genera

forza centrifuga sulmetallo

grande versatilità pezzi relativamente semplici pezzi complicati

tolleranze generalmente scadenti buone finiture / tolleranze ottime finiture

forme transitorie conchiglie metalliche conchiglie metallichepermanenti permanenti, costose

costi di impiantoautomazione

Colata

Fonderia


112

Sistema principale - bacino di colata

- canale di colata

- canale orizzontale

- attacco di colata

Altri elementi - filtri- pozzetti- sfiati- trappole

Sistema di colata per fonderia in terra

Fonderia


113

Sistemi di colata

diretta

sul piano diseparazione

con tre staffe

il dimensiomento del sistema si realizzaa partire da quantità di materiale da colare

tempo ammissibile (produttività, resistenza termica della forma)velocità del fluido (danneggiamenti per erosione)

per ottenere le sezioni dei canali di colata

dimensionamento

Danni alla formaGocce fredde

Facile realizzazione

Forma in tre partiColata in sorgente

Fonderia


114

Altri sistemi di colataColata a stella

Colata a pioggiaGetti larghi e bassigetto

bacino

Colata in due fasi1 2

1 2

Colata a pettine laterale

Per riempire la materozzacon liquido a temperaturapiù alta

Fonderia


115

Dimensionamento sistema di colata

As

Ar Ag

H

Circuito idraulico in cui circolaun fluido perfetto in condizioni stazionarie

Astr = sezione di strozzatura =conversione energia potenzialein energia cinetica

2 [1 4]strg Hv kk

⋅ ⋅= ∈ ÷

str strQ A v= ⋅

la portata non è un parametro liberoma va scelta in funzione di - volume del getto

- tempo di riempimento

Fonderia


116

Tempo di riempimento t r Vg Tempo di irraggiamento tiVg + accessoriforma del getto (??)

se è piccolo --> portate eccessive e resa bassa maggiore di trse è grande --> difetti - prematura solidificazione

- collasso della forma perirraggiamento ( t i )

formatura a verde sinteticafine (AFS > 100) grossa (AFS < 100)

t i 3 - 5 5 - 12 20 - 60

formule empiriche

(attenzione alle unità di misura)

11.640.045

r

g

t

V

=+

6.4r gt s P= ⋅ ⋅ r gt V= ( formula di Dietert per acciai)

Fonderia


117

Nota la portata posso calcolare la sezione Astr

Posizionamento Astr sistemi pressurizzati Astr = Ag riduzione boccamevelocità elevateportate uniformi

sistemi non pressurizzati Astr = As velocità basseportate disuniformiconsigliati se c’èpresenza di ossidi

gstr

r str

VA

t V=

⋅1 /str

r i

v m st t≈

≤Verificare che:

Fonderia


118

Attacchi di colata (sezione rettangolare) b ≥ 4 aL ≈ b

L

a

b

altre sezioni ……

1:2:21:2:13:8:4

Ag≡Astr:Ar:As

::1

::4

Ag:Ar:As≡Astr

H

2H

Sistemi pressurizzati Sistemi non pressurizzati

[H ] dmH

2H

Fonderia


119

T Tr d

T Tr' d

T Tr d

T Tr d

V2

Tr' = tempo di riempimento diV 2

Meccanismi di danneggiamentodella forma per irraggiamento

Riempimento di gettidi forma particolare

Fonderia


120

Per un liquido si ha:

H

Spinte metallostatiche

p g h hρ γ= ⋅ ⋅ = ⋅

h1

1zp hγ= ⋅

xp Hγ= ⋅battente

zy

x

Peso specifico

Fonderia


121

( ),z f x yξ → =

cos

ˆsin

z

x

N z ds

N z n dsN z ds

ξ ξξ

ξξ ξ ξ

ξ

γ α

γγ α

= ⋅ ⋅ ⋅= ⋅ ⋅ ⋅ →

= ⋅ ⋅ ⋅

∫∫

∫�

superficie di contenimento del liquido

Nz

Nx αξ

z

xAngolo rispetto allanormale alla superficie

zy

x

n̂

Fonderia


122

Esempio 1: parete orizzontale affondata

a

b

h Nz

0 0

ˆ ˆ cos

ˆ ˆ

z

a b

N z N z z ds

z h dxdy z h a b

ξ ξξ

γ α

γ γ

= ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ =

= ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅

∫

∫ ∫

�

zy

xLa spinta corrisponde alvolume di terra sopra al gettoper la densità del metallo

Nz

Fonderia


123

Esempio 2: parete verticale affiorante

b

2

0 0

ˆ ˆ sin

ˆ ˆ2

x

h b

N x N x z ds

hx z dydz x b

ξ ξξ

γ α

γ γ

= ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ =

= ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅

∫

∫ ∫

�

zy

x

Nxh

Nx

h1

h2

Esempio 3: parete verticale non affiorante

2

1

2 21 2

0

ˆ ˆ sin

ˆ ˆ2

x

h b

h

N x N x z ds

h hx z dydz x b

ξ ξξ

γ α

γ γ

= ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ =

−= ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅

∫

∫ ∫

�

b

Fonderia


124

Esempio 4: parete inclinata affiorante

b

0 0ˆ ˆ ( )

l bN z n ds n z l dydlξ

ξ

γ γ= ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅∫ ∫ ∫�

hN

αdl

dz

z

sindzdlα

= 0 0

2

0 0

ˆ ( )

ˆ ˆsin 2 sin

l b

h b

N n z l dydl

dz h bn z dy n

γ

γγα α

= ⋅ ⋅ ⋅ =

⋅ ⋅= ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅⋅

∫ ∫

∫ ∫

�

2 2 2

2 2 2

ˆ ˆ cos2 sin 2 sin 2 tan

ˆ ˆ sin2 sin 2 sin 2

y

x

h b h b h bN n yN

h b h b h bN n x

γ γ γαα α α

γ γ γαα α

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅= × ⋅ = ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅= ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = × ⋅ = ⋅ = ⋅ ⋅

�

N

Nx

Ny

y

Fonderia


125

b

hN

Esempio 5: parete cilindrica affiorante

θ

( )

0

02

0

02

ˆ ˆ

ˆ cos

b

b

N z n ds n z dyrd

n r dyrd

πξξ

π

γ γ θ

γ θ θ

= ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ =

= ⋅ ⋅ − ⋅

∫ ∫ ∫

∫ ∫

�

( )0

02

20 02

0 22

sin cos

sin(2 ) 2 (cos 2 )2 2 4 2

b

x

b

N r dyrd

d b rdyr b r

π

ππ

γ θ θ θ

θ θ θ γγ γ

= ⋅ ⋅ − ⋅ =

⋅ ⋅= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ =

∫ ∫

∫ ∫

( )0 0

0 02 2

02 2

2

cos(2 ) 1 2cos cos2 2

sin 2 24 4

b b

ydN r dyrd dyr

b r b r

π π

π

θ θγ θ θ θ γ

θ θ πγ γ

+= ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =

+= ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅

∫ ∫ ∫ ∫

Fonderia


126

b

N

Esempio 6: parete cilindrica non affiorante

θ

( )

0

02

0

02

ˆ ˆ

ˆ cos

b

b

N z n ds n z dyrd

n h r dyrd

πξξ

π

γ γ θ

γ θ θ

−

−

= ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ =

= ⋅ ⋅ − ⋅

∫ ∫ ∫

∫ ∫

�

( )

( )

0

02

2

sin cos

1 22

b

xN h r dyrd

b r r h

π γ θ θ θ

γ

−= ⋅ ⋅ − ⋅ =

= ⋅ − ⋅

∫ ∫h

( )0

02

cos cos4

b

yrN h r dyrd b r hπ

πγ θ θ θ γ−

= ⋅ ⋅ − ⋅ = ⋅ ⋅ − ∫ ∫

Fonderia


127

La spinta corrisponde alvolume di terra sopra al gettoper la densità del metallo

2

2 22 2zr rN b r h b b r hπ πγ γ

= ⋅ ⋅ − ⋅ = ⋅ ⋅ −

Esempio 7: Caso reale di getto cilindrico

h

( )20

2

sin cos 0b

xN h r dyrdπ

π γ θ θ θ−

= ⋅ ⋅ − ⋅ =∫ ∫

( )20

2

cos cos

22

b

zN h r dyrd

rb r h

π

π γ θ θ θ

π γ

−= ⋅ ⋅ − ⋅ =

= ⋅ ⋅ −

∫ ∫

( )

20

2

20

2

ˆ ˆ

ˆ cos

b

b

N z n ds n z dyrd

n h r dyrd

π

πξξ

π

π

γ γ θ

γ θ θ

−

−

= ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ =

= ⋅ ⋅ − ⋅

∫ ∫ ∫

∫ ∫

�

2 r

θ

Nz

Fonderia


128

H

( )2

0 0sin cos 0

b

xN h r dyrdπ

γ θ θ θ= ⋅ ⋅ − ⋅ =∫ ∫( )2 2

0 0cos cos

b

yN h r dyrd b rπ

γ θ θ θ π γ= ⋅ ⋅ − ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅∫ ∫

r

Nz

θ

Spinte metallostatiche sulle anime

b

Nz

Volume di liquido spostatodal corpo immerso ≡ spintadi Archimede

Fonderia


129

Le anime sono circondate dal metallo liquido ovunque tranne le loro portate.La spinta di Archimede vale:

F = γmetallo ( Vanima - Vportate )

Nel calcolo della resistenza allo scoperchiamentodella staffa, a questo valore bisogna sottrarreil peso dell’anima stessa

Panima = γanima Vanima

NB: le anime verticali non hanno liquido sulla lorosuperficie inferiore e quindi non sono soggette aspinte a meno che non abbiano sotto-squadri.

Fonderia


130

Shell Molding o processo Crowning- sabbia di quarzo a grani tondi prerivestita

- resina termoindurente(es. fenolica)

Vantaggi

- buone tolleranze- buona finitura

- spessori sottili ( min 2.5 - 1.5 mm)(Il guscio presenta > isolamento termico rispetto alla forma in terra)

- impiegato anche per la fabbricazione delle anime- applicazioni in medie e grandi serie

Limitazioni- getti di limitate dimensioni ( < 20 kg )

Formatura in guscio

Fonderia


131

Modello transitorioForma transitoria

Precisione dimensionale molto buonaFinitura superficiale molto buonaSpessori minimi 1.5 mmPezzi piccoliProduzione di piccola media serie

I modelli possono essere comunquecomplessi, non essendoci problemi diestrazione. Ovviamente la conchigliaper fare i modelli diventa molto costosa.

Formatura in cera persa o microfusione

Fonderia


132

Investment casting

Fonderia


133

Colata in forma ottenuta con polistirene espanso

Vantaggi:

- forma in un’unica staffa- assenza di bave- parti in sottosquadro- assenza di anime- assenza di sformi- riciclo totale della sabbia

Preparazione modello

• stampaggio ad iniezione

• incollaggio delle diverse parti

• verniciatura con polvere di

quarzo/allumina

Pezzo

Svantaggi:

- possibile porosità-finitura superficiale modesta

Polycast

Fonderia


134

Altri sistemi di formatura

Formatura in fossaGetti di grandi dimensioni, formatura manuale, impiego di sagome nel casodi pezzi assialsimmetrici.

Formatura in sabbia cementoAdatta per getti di grosse dimensioni (gnrl di materiali ferrosi). L’indurimentoavviene per formazione di prodotti di idratazione cristallini (es. Ca(OH)2).Generalmente si impiega cemento Portland (7%-12%) + acqua (3%-10%). Siottiene un impasto fluido che ricopia perfettamente il modello senzarichiedere compressione. La sabbia può essere parzialmente recuparata (70-80%)Vantaggi- non necessita di compattazione (modello anche in polistirolo)- resistenza meccanica elevata (getti da 1 tonn a 600 (Spurr), es. gabbie dilaminatoi)- ridotta produzione di polveriSvantaggi- difficoltà di distaffatura- lungo tempo di presa ed indurimento del cemento (24-48 h)

Fonderia


135

Formatura alla CO2

Si utilizza come legante il silicato sodico (vetro solubile). Realizzata la forma fa passare nel suo interno unacorrente di CO2 che dà luogo alla reazione:Na2O.ySiO3 + CO2 -> Na2CO3 + SiO2(gel)La silice gelatinosa forma ponti di collegamento tra i grani di sabbia.- adatto sia per anime che per forme- impiegare additivi per facilitare la disgregazione delle forme/anime dopo la colata- pezzi fino a 100 tonn- elevata produttività- parziale recupero (40% max (Giusti, 169)

Processo hot-boxSabbia e resina termoindurente con catalizzatore.La polimerizzazione avviene a 180 - 250 °C.Costo dell’energia, sostanze nocive.

Processo cold-boxSabbia e resina termoindurente. Si impiega un catalizzatore gassoso che promuove la polimerizzazionea temperatura ambiente.

Fonderia


136

• Processi a solidificazione direzionale (Metals Handbook):

- Processo DS (Directional Solidification)

- Processo SC (Single Crystal)

Il metallo viene colato in una forma a guscio, di materiale ceramico, posta in un

forno a temperatura superiore a quella di fusione del metallo. La solidificazione

avviene facendo traslare lentamente il guscio verso un ambiente a temperatura più

bassa. Si possono ottenere strutture cristalline a grani allungati (lungo la direzione

del flusso del calore), compositi metallici eutettici e componenti costituiti da un

singolo cristallo.

Es. palette di turbine a gas.

• Processi CLA, CLV,CV (Metals Handbook): impiegano una forma a guscio e un

sistema di riempimento per aspirazione

• Counter-gravity Low-Pressure of Air-meleted alloy

• Counter-gravity Low-Pressure of low-Vacuum-meleted alloy

• Check Valve casting

Fonderia


137

•Formatura magnetica (Mazzoleni 1, 146)

Modello di polistirene. Il materiale di formatura,

polvere di ferro [eventualmente miscelata con

magnetite (Fe3O4)] viene addensato mediante

vibrazione e tenuto insieme dalle forze generate

da un campo magnetico

•Formatura in vuoto (applicabile a tutte le leghe,

• precisione, recupero sabbia)

Fonderia


138

Conchiglie metalliche

leghe leggerestruttura fina dei granifinitura superficiale e tolleranze buone

gas discioltifluidità del metallo liquidoestraibilità del gettocolata veloce per evitare prematuresolidificazioni in parti sottili ( 4 mm)

Colata in conchiglia permanente

Anima in sabbia

Anime metalliche

Fonderia


139

DISEGNO DEL FINITO

DISEGNO DEL GREZZO

SCELTA DEL PIANO DI DIVISIONEELIMINAZIONE DEI FORI (piccoli)

SOVRAMMETALLIANGOLI DI SPOGLIA (del grezzo)

RAGGI DI RACCORDOANALISI DEGLI SPESSORI

COMPENSAZIONE DEL RITIROTASSELLI

DISEGNO DELLA CONCHIGLIA

Fonderia


140

Costi di impiantoCosto delle conchiglie

acciaio al W / Crdurate anche 100.000 pezzi

Anime metallicheGrandi serieOttime finiture / tolleranze

Pezzi piccoliSpessori 2.5 mmForme semplici

Colata sotto pressione

Fonderia


141

Conchiglia parziale: ruota perveicolo ferroviario

Conchiglia parziale: cilindrodi laminatoio

Anche in forme parzialmente metalliche

Fonderia


142

1. Camera di pressione CALDA: INIETTOFUSIONE

Materiali (leghe)Piombo / Stagno 250 - 300 °CZinco 500 - 600 °CMagnesio 600 - 700 °C

CompressioneGas in pressione 2 - 6 MPaPistone tuffante 4 -15 MPa

2. Camera di pressione FREDDA: PRESSOFUSIONE

Materiali (leghe)Alluminio 650 - 700 °CRame 1000 - 1100 °C

Compressione: cilindro-stantuffo 150 Mpa

Il metallo viene introdotto nella camera di pressione ad una temperaturacompresa nell’intervallo di fusione.

Fonderia


143

macchina a cameraoscillante:

• riempimento

• compressione

• estrazione

1

2 3

Iniettofusione

Fonderia


144

macchina a pistone tuffante

Fonderia


145

Macchina a camera orizzontale

Macchina a camera verticale

Riempimento Compressione Estrazione

Pressofusione

Fonderia


146

Struttura delle macchine

camera calda

camera fredda

Fonderia


147

Altre macchine

camera calda

camera fredda

Fonderia


148

Apparato per pressofusione da 1500 ton (per gentile cortesia della Buhler Brothers Ltd)

Fonderia


149

Getti semplici e complicati

buone caratteristiche meccanichebuone finiture / tolleranze

velocità di rotazione:

ω = 2 π n / 60 a = ω2 r

→ n = 60 / 2 π SQR ( a / r )

a ∈ [ 70 - 200] g

difetto di formain colata verticale

relazione sperimentale:

r1

r2

Colata centrifuga

n = 42 SQR [ h ( r21 - r2

2 ) ]

Fonderia


150

CONCHIGLIA RAFFREDDATA

ω

Colata centrifuga orizzontale Colata centrifuga verticale

Colata semicentrifuga con centrifugazione

Fonderia


151

STERRATURA

SABBIATURA

SMATEROZZAMENTO

SBAVATURA

⇒ elevata richiesta di manodopera

STERRATURA getti medio / grandi getti piccoli- griglie a scossa - contenitori rotanti- martelli pneumatici (buratti)- spazzole metalliche

SMATEROZZAMENTO: - urto- con mole- taglio ad arco

SBAVATURA: - mole- barilatura (pezzi piccoli)

Finitura dei getti

Fonderia


152

Classificazione in base all' origine1. azioni che si verificano nella forma durante la colata2. gas3. contrazione di volume nel passaggio solido-liquido4. ritiro dopo la solidificazione5. segregazione

Parametri fondamentali del processo che influenzano i difetti1. temperatura di colata2. velocità di colata

PREVENZIONI / RIMEDI- modifiche del disegno- modifiche del processo- eliminazione errori accidentali durante la fabbricazione- riparazione del getto

Difetti nei getti

Fonderia


153

CLASSIFICAZIONE IN BASE AL TIPO DI DIFETTO

1. incompleto riempimento - canali di colata troppo lontani dalla zona+ aggiungere altri attacchi/canali di colata+ aumentare il carico idrostatico (battente)+ aumentare la temp. di colata --> fluidità

2. ripresa di fusione(crosta ossidata)

- arresto temporaneo del riempimento

- incontro di flussi provenienti daattacchi diversi

+ aumentare la vel. di riempimento+ aumentare la temperatura di colata

3. incrinature(tensioni di trazione)

- ispezione visiva

- cause che determinano le tensionidi ritiro

+ impiego di terre/leganti collassabili* acciaio : riparazione mediante saldatura

* ghisa : sono più rari (< temperatura dicolata, < ritiro ma possono causare scarti)

4. soffiature e porosità - esame radiagrafico

- tenuta stagna: prova idraulica

CAUSE RIMEDI

CAUSE RIMEDI

DIAGNOSI RIMEDI

Fonderia


154

6. inclusioni non metalliche:

7. difetti superficiali - porosità (pin-holes)

- escrescenze (<-penetrazione)

+ maggiore consistenza della terra(Fe2O3, graniglia acciaio)

+ sabbia più fine

+ minore temperatura di colata

5. formazione di ghisa bianca (Fe3C)

difetto grave se si prevedonolavorazioni alle MU

- prova del cuneo + minore velocità di raffreddamento(forme essiccate)

+ maggiore temperatura di colata(effetto di preriscaldamento)

TIPOLOGIE RIMEDI

CAUSE

pressione dei gas

azione erosiva (trappole)

- tacconi (<- rotture)

DIAGNOSI CAUSE

8. variazioni di spessore - spostamento delle anime

CAUSE

Fonderia


155

Reazioni del metallo liquido con la forma

- ossidazione

- penetrazione

1. per infiltrazione

2. per scorificazione (es. il manganese nell' acciaio forma MnO con alto potere bagnante)

* tensione superficiale (influenza della temperatura)

* viscosità (influenza della temperatura)

* pressione idrostatica

* colpo di pressione generato dai gas che si sprigionano (dipende dal tipo di legante, acqua, segatura, …).

* porosità della forma

- contrazione/espansione della ghisa

Rimedio: riduzione della velocità di colata.

Fonderia


156

L' assorbimento dei gas costituisce un importante problema in fonderia

Effetti: POROSITA' --> riduzione σr

“ duttilità

Origine:- dissoluzione nel metallo liquido- reazione tra il metallo e la forma

Es.: la presenza di acqua nel materiale di formatura può dar luogo alle seguentireazioni:

1)

2) presenza di alluminio nella ghisa

H2O + C --> H2 + CO

2 Al + 3 H2O --> Al2O3 + H2

Gas disciolti

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157

La SOLUBILITA' dei gas dipende:

- presenza di altri elementi (es. %C, %Si, ...)- temperatura- pressione

Dipendenza dalla temperatura

m

m

m

T Tsf

s

l

ls Durante la solidificazine si liberala quantità di gas:

m L- mS

Tf = temp. di fusione

Ts= temp. disurriscaldamento

(caso di un metallo puro)

m = massa di gas che si discioglie nel metallo a saturazione

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158

Dipendenza dalla pressione

La dissoluzione è preceduta da dissociazione:

es. H 2 <--> H + H

N 2 <--> N + N

La reazione di dissociazione è regolata dalla legge di azione di massa

. Ad es., per la prima delle precedenti:

⇒

Per la legge di Henry, la quantità di gas disciolto nel metallo:

mgas

∝ ⇒

PH2------- = costPH PH

PH ∝ PH20.5

PH mgas

∝ PH20.5

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159

METODI PER RIDURRE LA PRESENZA DEI GAS

1. Non utilizzare materiali "inquinati"[es. da oli da taglio]

2. Protezione mediante flussi

(gnrl. miscele di sali alcalini: NaCl, CaCl2, ...)

3. Limitare la temperatura di surriscaldamento ed il tempo di permanenza allo stato fuso

4. Degasaggio:- insufflazione di gas insolubili- con sali decomposizione gas insolubili

azione meccanica: es. Are/o " chimica: es. Cl

- trattamento sotto vuoto

5. Fusione sotto vuoto (ottimo ma costoso)

RIDUZIONE EFFETTI NOCIVI DEI GAS: colata sotto pressione

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160

Fasi non metalliche o composti intermetallici (specialmente nelle leghe non ferrose)

Nelle leghe ferrose sono di solito: ossidi, solfuri, nitruri

Effetti:

- riduzione Rm⇒

- riduzione duttilità

naturaformaquantitàdistribuzioneorientazione

Metodi per l'eliminazione: FILTRI, TRAPPOLE

GSCORIE

F

C

T

G

Inclusioni non metalliche

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161

Incurvamento cricche schiacciamento staffa

Difetti di forma

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162

sollevamento staffa disallineamento forma disallineamento anima

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163

Rottura della forma, distacco di zolle

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164

Squeeze-Casting

Sequenza delle operazioni nello squeeze casting, che combina i vantaggi della colata e della forgiatura

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165

Turbine Blade Casting

Solidificazione con direzionepreferenziale di crescita

Metodo per produrrepalette monoscristalline

Esempio di palettain monocristallo

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166

Crescita monocristallina

Questi metodi sono particolarmente usati nell’industria dei semiconduttori

Metodo Czochralski Metodo zonafusa flottante Monocristallo di silicio

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167

Melt-Spinning Process

L’elevatissima velocità di raffreddamento (105-107 °C/s) produce materiali amorfi (vetri metallici)

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