TESIS DE GRADO...RESUMEN Se presenta en esta Tesis la construcción de una máquina de fundicióna...
180
ESCUELA SUPERIOR POLITECNICA DEI. LITORAL Facultad de Ingeniería Mecánica t 16y@ -1 & “CONSTRUCCION Y PRUEBAS DE UNA MAQUINA DE FUNDl,CION A PRESION DE METALES*’ TESIS DE GRADO Previa a la obtención del Título de: INGENIERO MECANICO Presentada por: José Luis Izaguirre Arellano Guayaquil - Ecuador 1989
Transcript of TESIS DE GRADO...RESUMEN Se presenta en esta Tesis la construcción de una máquina de fundicióna...
ESCUELA SUPERIOR POLITECNICA DEI . L ITORAL
Facultad de Ingeniería Mecánicat16y@ -1&
“CONSTRUCCION Y PRUEBAS DE UNA MAQUINA
DE FUNDl,CION A PRESION DE METALES*’
TESIS DE GRADOPrevia a la obtención del Título de:
INGENIERO MECANICO
Presentada por:
José Luis Izaguirre Arellano
Guayaquil - Ecuador
1989
MIEMBRO CIEL TRfBUMAI;
ING. ALBERTO TORRES V.
?dIEMBRO DEL TRIBUNAL
DECLARACION EXPRESA
"La responsabilidad por los hechos, ideas y doctrinas
-expuestos en esta tesis, me corresponden exclusivamente;
y el patrimonio intelectual de la misma, a la ESCUELA
SUPERIOR POLITECNICA DEL LITORAL".
(Reglamento de Examenes y Títulos profesionales de la
ESPOL).
JOSE 12iAGUIRRE A.
R E S U M E N
Se presenta en esta Tesis la construcción de una máquina
de fundición a presión del tipo denominado cámara
caliente, para moldeo de aleaciones de zinc,
principalmente, o aleaciones de bajo punto de fusión
(hasta 450°C).
Se indican los cálculos básicos y consideraciones de
diseño sobre el sistema de inyección y el sistema de
cierre de moldes, así como también se establecen
criterios de selección de materiales para las partes más
desgastables de la máquina.
El funcionamiento de los sistemas de inyección y cierre
fue probado sin carga; posteriormente se inyectó cera y
se simularon las condiciones de trabajo, todo esto con
resultados positivos.
Finalmente se hacen recomendaciones sobre modificaciones
y mejoras sobre el diseño original.
I N D I C E G E N E R A L
PAGS.
RESUMN .......................................
INDICB GENERAL ................................
INDICE DE FIGURAS .............................
INDICE DE TABLAS ..............................
SIHBOLOGIA ....................................
INTRODUCCION ..................................
1 GENERALIDADES .-.-....-...-.-.--.....---.. 20
1.1 Antecedentes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20
II FUNDICION .A> PRESION . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.1 Fundamento Teórico . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.2 Háquinas utilizadas en la fundición
8 presión . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.3 Aleaciones utilizadas: propiedades J
aplicaciones l_l.ll..._-ll.ll..l..-..
III CALCULOS Y CONSTRUCCION ..m........mm....-
3..1 Descripción de partes y funciones
de la máquina . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
VI
VII
x
XIV
XVI
18
25
25
2 9
37
72
72
VIII
3.2 Diseño preliminar ...................
3.3 Sistema de fusih de metal ..........
3.3.1 Elementos ....................
3.3.2 Horno ........................
3.3.3 Dimensionamiento del crisol . .
3.3.4 Consumo de combustible .......
89
94
96
98
106
110
3.3.5 Cálculo y selección del
quemador ....l.............l.. 114
3.4 Sistema de inyección . . . . . . . . . . . . . . . . 116
3.4.1 Cámara de presión . . . . . . . . . . . . 116
3.4.2 Cálculo del émbolo de
inyección . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.4.3 Cálculo y dimensionamiento
de elementos adicionales . . . . .
3.5 Sistemas de accionamiento de
inyección y cierre de moldes . . . . . . . .
3.5.1 Tipos de accionamiento
y selección ..-...............
3.5.2 Cálculo del mecanismo
de inyección . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.5.3 Cálculo del mecanismo de
cierre de moldes ....-.l...~.~
126
129
134
135
147
150
IV PRUEBAS ..................................
4.1 Pruebas de alineación de partes .....
4.2 Pruebas de presión ..................
4.3 Pruebas de temperatura ..............
175
175
178
180
I X
4.4 Pruebas de fusión e inyección .......
V EVALUACIONES Y CONCLUSIONES ...............
APENDICBS ................................
BIBLIOGRAFIA .............................
182
183
187
209
INDICE DE PIGUEtAS
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
10.
ll.
12.
13.
14.
15.
16.
17. Máquina de fundición a presión, tipo cámara
Distribución de presiones .....................
Esquema de una máquina de cámara
caliente ......................................
Secuencia de inyeccion ........................
Proceso de cámara fría vertical ...............
Proceso de cámara fría horizontal .............
Máquina de fundición a presión ................
Horno de crisol ...............................
Sistema de Inyección ..........................
Tobera de inyección ...........................
Mecanismo de cierre ...........................
Sistema motorizado de ajuste de cierre del
molde .........................................
Tipos de acumulador hidráulico ................
Esquema de la cámara de presión ...............
Cámara de presión .............................
Formas de guiado del bastidor .................
Alternativas para el cierre de moldes .........
28
28
3434
37
73
78
78
81
81
83
87
90
90
93
93
XII
40.
41.
42.
43.
44.
45.
46.
47.
46.
49.
50.
51.
52.
53.
54.
55.
56.
57.
58.
Cierre de forma: tipo palanca doble
acodada ....................................... ~46
Mecanismo de inyección ........................ 146
Montaje del cilindro hidráulico de
inyección ..................................... 151
Fuerzas que actúan en el mecanismo de
cierre ........................................ 151
Mecanismo de cierre en posición
cerrada ....................................... 154
Vista del mecanismo de cierre ................. 154
Factores de modificación de acabado
superficial para el acero, k, ................. 156
Diagrama de Fatiga ............................ 156
Fuerzas que actúan sobre los eslabones ........ 159
Sección transversal del eslabón ............... 159
Diagrama de Fatiga para los eslabones ......... 161
Criterios de Diseño de Columnas ............... 161
Eslabón medio ................................. 166
Manivela ...................................... ?66
Diagrama de cuerpo libre del pin .............. 166
Diagrama de cuerpo libre de la Placa
portamoldes (móvil) ........................... 171
Diagrama de cuerpo libre: Cruceta ............. 171
Análisis de fuerzas en el mecanismo de
cierre ........................................ 174
Verificación de la longitud del émbolo de
inyección ..................................... 177
XIII
59.
60.
61.
62.
63.
64.
65.
66.
6'7.
68.
69.
70.
71.
72.
Mecanizado de agujeros en la placa del
bastidor ...................................... 177
Pruebas de alineación: nivelación del
bastidor ...................................... 179
Prueba de deslizamiento de la placa móvil ..... 179Medición de la temperatura en la pared
exterior del horno ........................... 181
Soporte de inyección .......................... 192Distribución de cargas en la placa
inferior ...................................... 192
Esfuerzo repetido......................: ...... A96
Diagrama de fatiga, placa inferior ............ 196
Diagrama de fatiga, soldadura ................. 196
Máquina de Fundición a Presión: Bastidor ...... 201
Diagrama de Fatiga: columnas .................. 201
Diagrama de cuerpo libre de la placa .......... 204
Dimensiones de la placa ....................... 204
Diagrama de Fatiga: Flaca ..................... 204
I N D I C E D E T A B L A S
1.
II.
III.
IV.
V.
VI.
VII.,
VIII
Aleaciones americanas a base de plomo para la
fundición a presión.......................... 41
Aleaciones americanas a base de estaño para
la fundición a presión.....................
Clases comerciales de zinc.................
Aleaciones americanas a base de zinc.......
. . 46
. . 48
. . 51
Aleaciones ZA utilizadas en la fundicih a
presión: composición y propiedades fisicas.
Propiedades mecánicas de las
aleaciones ZA..............................
. . 56
. . 57
Aleaciones americanas a base de aluminio
para la fundición a presión..............., . . 6 0
Aleaciones americanas a base de
magnesio para la fundición a presión......, . . 66
xv
IX.
X.
XI.
XII.
XIII
Aleaciones americanas a base de
cobre para la fundición a presión......
Tamaños estándar de crisoles...........
Propiedades típicas del hierro fundido
0. . . . . 69
. . . . . ío7
gris......................................... 117
Características del acero SAE P20............ 122
Factores de confiabilidad k ,
correspondientes a una desviación estándar
del 8% del Límite de Fatiga.............. 158
S I H B O L O G I A
A: Area
ASTM: Ameritan Society for Testing Materials
cPg :
OC:
D: -
E:
F:
fs:
G .' .
h:
1:
k:
kx:
L:
M:
il:
N:
n:
P:
P:
Calor específico prom. de los gases de combustión
Grado centígrado
Diámetro
Modulo de elasticidad
Fuerza
Fuerza de rozamiento estático
Razón aire/combustible
Coeficiente de transferencia de calor (convección)
Momento de inercia
Coeficiente de transferencia de calor (conducción)
Factor de modificación (Fatiga)
Longitud
Momento flector
Flujo másico
Factor de seguridad
Constante de extremos (columnas)
Carga de trabajo (columnas)
Presión
XVII
8:
R:
Rc:
s:
SAE:
T:
v:
v:
w:
2:
ZA:
Calor
Resistencia térmica
Dureza Rockwell C
Resistencia mecánica
Society of Automotive Engineers
Temperatura
Volumen
Velocidad
Peso
Altura geométrica
Aleación zinc-aluminio
INTRODUCCION
El presente trabajo tiene como objetivos: establecer
criterios para la construcción de máquinas de fundición a
presión, empleando mano de obra y tecnología nacionales,
y materiales existentes en el mercado. Todo ello
aplicando criterios de ingeniería.
Otro objetivo es el estudio del proceso en sí, es decir,
la relación entre las variables físicas y el
L funcionamiento de la máquina.
Para lograr lo anterior se ha construido la máquina
siguiendo un procedimiento abreviado de diseño, y se han
efectuado los cálculos de los sistemas que la componen.
Las pruebas se realizaron enfocadas en dos aspectos:
funcionamiento independiente de los sistemas Y
verificación de condiciones físicas (alineación,
temperatura, etc.) y funcionamiento global de la máquina.
Este último se efectuó inyectando cera, con lo cual se
19
simularon las condiciones de funcionamiento.
Se pudo comprobar la influencia de la presión en la
calidad de las piezas inyectadas. El estudio de la
variación de otros parámetros se deja para futuros
trabajos de Tesis, así como la implementación del equipo
hidráulico completo y la automatización para el
funcionamiento de la máquina.
G E N E R A L I D A D E S
1.1 ANTECEDENTES
Este proceso surgió como una necesidad para la
producción en serie de la industria de la impresión
en el siglo XIX. Hasta 1820 cada tipo de imprenta era
fabricado individualmente, pero la demanda de
material impreso impulsó 8 los fabricantes a disefiar
Y construir m&quinas que fabricaran tipos de
imprenta.
La primera máquina patentada fue de Sturgiss, data de
1849. Ya presentaba las pricipales características de
las máquinas de cámara caliente de hoy en dia:
apertura y cierre de un molde metálico, inyección a
presión de metal fundido, eyección de la pieza
colada. Muchas de las actuales empresas fabricantes
de máquinas de fundición a presión surgieron a partir
de organizaciones que preparaban aleaciones de plomo.
21
También contribuyo al desarrollo de este proceso la
necesidad de fabricar cojinetes. Alrededor de 1890 se
emplearon estas máquinas para producir partes de
cajas registradoras y fonógrafos. Desde 1906 el
progreso en la construcción fue muy rápido y paralelo
con el de la industria automotriz, ya que ella ha
sido siempre el mayor consumidor de piezas fundidads
8 presión.
Por esta epoca creció también la demanda de
componentes para artículos de consumo doméstico,
tales como: aspiradoras, lavadoras, máquinas de
oficina, registradoras. Sólo se usaban máquinas de
cámara caliente que funcionaban con aire comprimido.
Durante la primera guerra mundial la producción se
limitó a componentes de municiones; hasta esta época
no se había desarrollado normas para las aleaciones
en uso. Aunque ya se empleaban aleaciones de zinc, su
composición variaba según el fabricante.
Hacia 1920 la New Jersey Zinc Company patentó las
aleaciones de zinc conocidas con el nombre de zamak;
para el final de la década ganaron el mercado y
pasaron 8 ser las más usadas comercialmente.
Paralelamente se introdujo la máquina de cámara fria,
con estas máquinas se fabricaron piezas de aleaciones
de latón pero, los aceros para moldes disponibles
22
entonces eran de corta duración. No obstante este
obstáculo, fueron un gran avance pues se colaron
también aleaciones de aluminio, magnesio y piezas
grandes de zinc; éstas últimas gracias 8 la robustez
de estas máquinas.
Durante 1930 el crecimiento de la industria del
automúvil y la demanda de accesorios permitieron
desarrollar técnicas para el acabado superficial de
las piezas de zinc, procesos que sólo se aplicaban
hasta entonces a piezas de bronce. También se
introdujeron variantes al proceso de cámara fria
(máquinas con cámara vertical).
La segunda guerra mundial vino 8 acelerar el
procedimiento. Se descartaron las máquinas accionadas
por aire comprimido y se desarrollaron máquinas mas
robustas y de mayor capacidad, de ambos tipos; eran
accionadas hidráulicamente.
Desde 1950 no ha habido variación respecto a los
elementos básicos de los tipos de máquinas que
conocemos actualmente. Las mejoras que se han
introducido se relacionan con el incremento de
producción y de la calidad de las piezas inyectadas.
Se desarrollaron equipos para alimentar
automáticamente las máquinas de camara fría; se
estudió el proceso de llenado y cómo es afectado por
23
la presión, la misma que varia durante la inyección.
El uso del osciloscopio permitió registrar este
fenómeno, con lo que se mejoró el sistema de
inyección en la máquina de cámara fría (acumulador,
intensificador, etc.). Se implementaron los procesos
de inyección en vacio, para evitar poros.
Hacia 1960 se comenzó a inyectar aleaciones ferrosas,
y se incrementó el uso de aleaciones de cobre. Esto
fue ayudado por mejoras logradas en los aceros para
los moldes y aumentando el uso de aleaciones
refractarias basadas en tungsteno o molibdeno. Estas
son más resistentes a los choques térmicos. Por esta
época se introdujo la aleación de zinc ILZRO 12 para
moldeo por gravedad. Tenía resistencia mecánica y
dureza similares a las aleaciones zamak. Hacia el
final de esta década, en 1968 se creó la Organización
ILZRO, misma que ha contribuido al estudio del
proceso de inyección al contar con un laboratorio
para pruebas.
Durante la década de 1970 se desarrollaron dos
aleaciones de zinc para la fundición a presión: ZA 8
y ZA 27. Actualmente la ZA 8 se inyecta en máquinas
de cámara caliente, y las otras en máquinas de cámara
f r í a .
Actualmente este procedimiento de fabricación se
encuentra automatizado completamente, aunque en
ciertos casos se sigue necesitando el elemento humano
para resolver ciertos problemas que surgen,
especialmente durante la eyección de piezas.
Las máquinas de cámara fria son las más empleadas
debido a que son de mayor potencia y pueden inyectar
tanto aleaciones de aluminio como de zinc. Se han
aplicado microcomputadores para controlar las fases
del funcionamiento de la máquina, así como para
seleccionar los mejores parámetros de funcionamiento
(presión, velocidad, etc.). Esto último ha permitido
acoplar el aspecto económico (ritmo y volumen de
producción) con el aspecto técnico (variables fisicas
del proceso), lo cual ha dado como resultado la
fabricacion más racional de productos.
Se han mejorado los métodos de preparación de
aleaciones, de fusión de las mismas, de control de
temperatura, de manipulación de la aleación liquida,
de control de calidad, etc.
C A P I T U L O I I
FUNDICION A PRESION
2.1 FUNDAHENTO TEORICO.
La fundición a presión es un proceso en el cual el
metal en estado líquido es inyectado en un molde de
acero de dimensiones precisas y en cuyo interior es
mantenido bajo presión hasta completar la
solidificación. Cuando el material ha solidificado
se abre el molde y la pieza fundida es removida
(expulsada).
La característica de éste proceso la constituye la
obtención de una presión de llenado elevada, por la
cual el metal líquido es introducido al molde con
alta velocidad. Es evidente que las paredes finas,
las aristas y las curvas de las piezas a fundir,
oponen una resistencia elevada al metal líquido.
Estos factores hacen necesario que éste penetre a
velocidades relativamente altas en el molde; sin
26
embargo, la velocidad no debe ser tan alta que
pulverice el metal líquido ni tan baja que
solidifique antes de llenar completamente la cavidad
del molde.
La influencia de la velocidad de la corriente en el
proceso de llenado del molde es muy considerable.
Tomando como base la ecuación de Bernoulli, resulta
para una corriente estacionaria, la siguiente
distribución de presiones, fig. 1
Según la ecuación 2.1, para un mismo y único caldo,
al colar sólo se puede influir la velocidad variando
la presión de colada. Esto debe tenerse en cuenta en
las máquinas de inyeccion, en las cuales: puede
dimensionarse en forma adecuada el diámetro del
émbolo de inyección o puede regularse la presión
hidráulica de accionamiento de dicho émbolo
Por otra parte, la obtención de una elevada presion
de colada precisa equipos especiales para mantener el
molde en su posición. Por esto se ha desarrollado la
máquina de fundición a presión, a la que competen las
funciones de: mantener el molde en su posición,
apertura y cierre del mismo, y la compresión del
metal fundido.
Aunque existe una gran variedad de máquinas, todas
están constituidas por los elementos siguientes:
27
a) Un bastidor fuerte, fijo al armazón de la máquina
que sostiene ambas mitades del molde en una posición
determinada respecto a la cámara de presión;
b) Un mecanismo que permite cerrar y mantener
engatilladas las dos mitades del molde durante el
proceso de la colada, y abre las mismas una vez que
la pieza fundida se ha solidificado;
c) Una cámara de presión, en la cual el metal en
estado líquido es sometido a una presión elevada en
determinados intervalos, para ser inyectado en el
molde.
Según el tipo de cámara de presión se distinguen dos
tipos de procesos diferentes. El uno es llamado de
cámara caliente, en el cual la cámara de presión se
encuentra 8 la temperatura del metal fundido del
horno. El otro es llamado de cámara fria. En éste la
cámara de presión está fuera del horno y no esta
calentada; el metal necesario para cada inyectada se
introduce en la cámara de presibn mediante una
cuchara. Estos procesos determinan los dos tipos de
máquinas usadas.
Cada uno de estos tres elementos esta sujeto 8
variaciones en el diseño, de manera independiente del
disefio de los otros dos elementos. A esto se debe la
gran variedad existente en la construcción de las
máquinas de fundición a presión.
MOL.DE i CAMARA D EP R E S I O N
/,’
0PAb
02
va/
- p2 v2
9 +z+ #a-.E+ g+ 74
Donde : va : velocidad en el ataque de col ada , (m/s 1
p2: p r e s i ó n d e coloda ,[Nlm’)
f ; d e n s i d a d d e l m e t a l f u n d i d o , (Kglm31
F I G . 1 : D is t r i buc ión d e p r e s i o n e s .
M E C A N I S M O D E CAMARA D EP A L A N C A A C O D A D A P R E S I O N E GJLINDRO D E
CJLJ NDROCJ E R R E
CRISOL
d II . J N Y E C C IDE
ON
/M O L D E
P L A C A MOVIL ‘-HORNOP L A C A FJ JA
FIG. 2 : E s q u e m a d e u n a m á q u i n a d e c á m a r ac a l i e n t e .
29
2.2 HAQUINAS UTILIZADAS EN LA F'UNDICION A PRESION
El sistema de funcionamiento y la disposición general
de la máquina de fundir depende del tipo de cámara de
presión, y de acuerdo a ésta se clasifican los
diversos sistemas constructivos de las máquinas de
fundición a presión. Se tienen por tanto los dos
tipos siguientes de máquinas, diferentes en lo que a
funcionamiento y aplicación se refiere:
1) Máquina de fundición a presión con cámara de
presión caliente; llamada máquina de camara caliente;
2) Maquina de fundición a presión con cámara de
presión fria; llamada máquina de cámara fria.
Máquinas de cámara caliente.
Según el sistema de introducción del metal líquido al
molde, se clasifican en:
Máquinas de inyección por aire comprimido, en las
cuales se aplica aire comprimido directamente sobre
la superficie del metal líquido;
Maquinas de inyección por émbolo, en l-as cuales el
metal liquido se introduce en el molde mediante un
embolo accionado por un cilindro neumático 0
hidráulico.
30
Las máquinas del primer tipo presentaron graves
inconvenientes, y por eso dejaron de usarse. Debido a
las bajas presiones de trabajo (máx. 44.5 Kg/cm' ),
las piezas fundidas no tienen gran densidad; ademas,
la aplicacih de aire comprimido directamente sobre
el metal fundido provoca una pulverización del metal
Y su consiguiente oxidación. Debido a esto, las
máquinas en uso actualmente son las de inyeccion por
émbolo.
La construcción de las máquinas de émbolo se aprecia
en la fig. 2. El equipo consta de un horno de
mantenimiento, calentado por diesel, gas 0
electricidad, y forma una sola unidad con la máquina.
El metal es fundido en el crisol, o bien introducido
en el mismo en estado liquido. El dispositivo de
colada consiste en la cámara de presión (llamada
cuello de ganso), el émbolo con sus aros, la boquilla
y el crisol para recibir el metal.
La cámara de presión se halla dentro del bafio
metálico; el émbolo de inyección opera verticalmente
y en la posición superior deja libres los agujeros de
carga. Al descender el émbolo se cierran los agujeros
y el metal es comprimido hacia el molde a través de
la tobera. Es importante que los asientos de la
boquilla del molde, ambos extremos de la tobera Y el
cuello de ganso sean asegurados para evitar fugas de
31
metal mientras se aplica presión. Después de llenado
el molde, el émbolo es movido hacia arriba, lo que
produce aspiracion del metal fundido desde el crisol
hacia la cámara de presión.
Al efectuar la colada, el metal fundido forma un
sistema hidráulico en la tobera y en la cámara de
presión. Durante el llenado del molde no debe
. existir ninguna caída de presión. La calidad de la
pieza depende en principio de la presión de colada,
de las temperaturas del molde y de colada, y de las
dimensiones del ataque de colada.
La tobera debe colocarse formando un ligero ángulo de
caída de unos 7' en la parte posterior del semimolde
fijo, a fin de que el metal excedente todavía liquido
al acabar la inyectada pueda volver al depósito de
presión por influencia de la gravedad. Para separar
el cono bebedero del metal líquido en la tobera, por
un lado se refrigera intensivamente el bebedero del
molde y por otra parte se mantiene caliente la
tobera. De esta forma, se obliga al bobedero a
solidificar rápidamente, mientras que el metal
permanece líquido en la tobera.
Cuando la pieza fundida se ha solidificado se abre el
molde, la pieza fundida junto con el bebedero queda
en la mitad móvil del molde mientras que el metal
32
todavía liquido de la tobera vuelve 8 caer 8 la
cámara de presión.El conjunto (pieza y bebedero) es
expulsado mecánicamente al final de la carrera de
apertura, como se muestra en la fig. 3
En estas máquinas se tiene mayor seguridad de
funcionamiento, se evita la inclusión de espuma o
escorias en la pieza inyectada, pues el metal fundido
entra en la cámara de presión por debajo del nivel
del baño. Generalmente las presiones de inyección
están en el rango de 100 a 300 Kg/cm2, son inferiores
a las de las máquinas de cámara fria pero son
suficientes, puesto que en el sistema de cámara
caliente es posible una transmisión de calor más
efectiva al llenar el molde. Con esto se disminuye la
fuerza de reacción del molde, se reduce el peligro de
formación de rebabas y se aumenta la duración del
molde.
Las máquinas de cámara caliente son apropiadas para
la fabricación de piezas con aleaciones de plomo,
estaño y zinc; no son adecuadas para la fundición de
aluminio ya que éste en estado liquido ataca al
hierro y al acero; como el cilindro y el émbolo de la
máquina están en contacto permanente con el metal
liquido, sobrevendría rapidamente una fusion de las
mismas con la aleación de aluminio.
33
Máquinas de cámara fría.
En este sistema, la cámara de presión se encuentra
inmediata a la máquina de inyección. Aqui, el metal
de colada necesario en cada inyectada se vierte,
mediante una cuchara, en estado pastoso o líquido, en
la cámara de presión formada por un cilindro,
inmediatamente antes de efectuar su inyección en el
molde. La introducción del metal en el molde se
efectúa mediante un émbolo operado por un cilindro
hidráulico.
La cámara es fría, es decir, no está calentada.
Naturalmente, en funcionamiento prolongado la cámara
de presión fría se calienta y llega a alcanzar
aproximadamente la temperatura media del molde.
Debido a esto el cilindro y el émbolo de inyección
están sujetos a repetidas expansiones y contracciones
en cada inyectada, y por tanto, sometidos a esfuerzos
mecánicos y térmicos. El émbolo es enfriado por agua
para extraer calor y evitar que se sobredimensione
cuando está en contacto con el metal.
En este tipo de máquinas deben respetarse ciertas
normas en cuanto 8 la velocidad del émbolo. No debe
ser demasiado alta, pues pulverizaria el metal al
penetrar en el molde, ni demasiado baja pues se
necesitarían conductos de colada muy grandes para
CAVIDADPI EZA
EXPULSORAS TAL A M A R A D E
Dl DO
1 El molde es tá c e r r a d o y l a cámar 0 d e p r e s i ó n e s t á l l e n a conm e t a l l í q u i d o .
2 E l é m b o l o compr ime e l m e t a l f u n d i d o hacia. l a , c a v i d a d d e l m o l d e ,donde e s m a n t e n i d o bajo preslon h a s t a solIdifIcai.
3 Se obre e l mo lde . La p i eza inyec tada permanece en lo m i t a d móvi l .
E l é m b o l o s u b e , h a c i e n d o r e g r e s a r a l m e t a l l í q u i d o .
L L a s bo r ras expulsoras e m p u j a n l a p i e z a i n y e c t a d o , f u e r a d e l m o l d e .E l e m b o l o h a s u b i d o t a t a l m e n t e . S e h a cargado m a s m e t a l .
FIG, 3 : Secuencia d e i n y e c c i ó n .
INYECCIONSEHI MOLDE i+ ~~
FIJO\ .r
DE
N
BOQUILLÁ ’ I ’ ‘CONTRAPISTON
SEHI MOLDE
MCVIL \ I
BARRA CONO DEL
EXPULSORA
R E S I D U O D E
PI EtAINYECTADA
COLADA
FIG. 4 : P r o c e s o d e c á m a r a f r r á v e r t i c a l .
35
evitar que el metal se solidifique antes de llenar
completamente el molde. Se utilizan velocidades altas
al colar piezas con paredes finas, y velocidades
bajas para colar piezas con paredes gruesas.
Si una aleación determinada debe fundirse en estado
liquido, o en estado pastoso, depende de las
propiedades tecnológicas. Las aleaciones a base de
cobre se funden, por lo general, en estado pastoso;
aleaciones a base de aluminio y magnesio se funden
casi siempre en estado liquido. Las aleaciones a base
de zinc deben fundirse a presión únicamente en estado
líquido; en caso contrario se obtendrán piezas de
textura mala, con propiedades mecánicas
insuficientes.
Existen dos tipos constructivos de máquinas para
fundir con cámara fría, según la disposición de la
cámara de presión. En el primero, la cámara de
presión está dispuesta horizontalmente, es formada
por un cilindro y se prolonga hasta el molde; en el
otro, la cámara de presion está dispuesta
verticalmente y está separada del molde.
En la fig. 4, se ilustra el proceso de colada de una
máquina con cámara vertical: se recoge el metal
fundido con una cuchara y se deja caer desde arriba
en la cámara de presión, que permanece cerrada en su
36
parte inferior Por medio de un contrapistón. Al
soltar el disparo, el émbolo de inyección penetra por
arriba, comprime el metal fundido contra el molde, a
través de una boquilla. Al concluir la colada, el
émbolo de inyección corta el residuo y retrocede a su
posición inicial; el contrapistón retrocede y sale de
la cámara, expulsando o soltando el residuo de
colada.
El proceso de colada con cámara fría horizontal se
ilustra en la fig.5. Con el émbolo de inyección en su
posición más retrasada, se introduce el metal fundido
en la cámara de presión mediante una cuchara a través
de un orificio de carga colocado en la parte
superior.
La cantidad de metal necesaria para cada colada ocupa
sólo una determinada parte del volumen disponible de
la cámara de presión. Debido a esto, no se utiliza la
capacidad total de la cámara, por tanto el grado de
llenado de la cámara nunca es el 100%, y asi, al
soltar el disparo, tan pronto como el émbolo de
inyección en su movimiento de avance cubre el
orificio de carga, se inyecta aire en la cámara de
presión.
Es muy importante que escape el aire, por tanto no
debe formarse ninguna onda de choque en la cámara de
37
presión, y el émbolo de inyección debe avanzar al
principio a poca velocidad, luego se efectúa el paso
a alta velocidad del émbolo de inyección y el metal
fundido es comprimido contra la cavidad del molde.
Por este procedimiento se efectúan hoy todas las
coladas de aluminio, magnesio y latón; y las grandes
piezas de zinc. SEMI MOLDE
F I J O
IMARA D E P R E S I O N
E M B O L O D E
SEMI MOLDE
M$lVIL
INYECCION
BARRA PI EZAEXPULSORA INYECTADA
R E S I D U O ,DE
COLADA
F I G . 5 : P r o c e s o d e c á m a r a f r í a horizontal _
2.3 ALEACIONES UTILIZADAS: PROPIEDADES Y APLICACIONES.
En la fundición a presión sólo en casos especiales se
utilizan metales puros. Casi siempre se recurre 8
aleaciones, pues con ellas se obtienen propiedades
físicas superiores 8 las de los metales
constituyente!% aislados.
39
ALEACIONES PESADAS DE BAJO PUNTO DE FUSION.
Plomo.- Tiene una densidad relativa de ll.35 en
estado sólido a 20°C; y 10.66 en estado liquido a 33f
C. Se funde a 327.4'C e hierve a 1 525'C, empezando a
emitir vapores entre 800"~ 900' C. Es de color gris
azulado, tiene una resistencia a la tracciún de 1.2 a
1.7 Kg/mm' y una resistencia 8 la compresión de 1.2
Kg/mm2. Es más blando que los metales pesados (dureza
brinell 3), muy maleable y dúctil.
Al igual que sus aleaciones es resistente 8 los
agentes atmosféricos, y aunque se oxida fácilmente,
la corrosión no penetra en el metal. Es sumamente
resistente al ácido sulfúrico en estado frio, éste lo
ataca en estado caliente.
Es resistente a los sulfatos, amoniaco y 8 un gran
número de ácidos orgánicos, aceites, etc. Por esto se
lo emplea junto con sus aleaciones para la
construcción de aparatos en la Industria quimica.
Aleaciones a base de plomo.- El uso de estas
aleaciones se debe a que tienen: bajo punto de
fusión, bajo coeficiente de contracción, alta
resistencia 8 la corrosión, y 8 su facilidad de
maquinado. Estas caracteristicas, junto con las de
antifricción, resistencia a los ataques de ácidos
fuertes y resistencia al paso de los rayos X, han
40
determinado su aplicacion para la elaboración de
piezas que requieran estas cualidades. El alto peso
específico, la dureza y la resistencia a la tracción
redu-cidas limitan su empleo 8 piezas de poca
importancia que no están sometidas a elevada fatiga
mecánica.
Las aleaciones más utilizadas en la fundición a
presión, están constituidas con cantidades variadas
de antimonio, estaño y cobre. Las piezas coladas se
deslustran con el aire y para evitarlo se debe
proteger su superficie. Como estas aleaciones se
funden a baja temperatura, tienen buenas
características para el proceso y se logra una mayor
duración de la vida de los moldes. La temperatura
media de fusión está alrededor de los 300"C, Y haY
algunas que funden a los 237OC.
El antimonio es el principal agente de aleación y
endurecimiento que se utiliza en estas aleaciones. En
la tabla 1 están consignadas algunos tipos de
aleaciones utilizadas. Como se deduce de dicha tabla,
el contenido de antimonio puede variar desde el 2 al
16%; cuando este porcentaje es más elevado se agrega
un tercer agente (Sn) para hacer menos quebradiza la
aleación.
Si el contenido de antimonio es aumentado hasta 10%
-
T A BL A tmm
AL EACIONES A M E R I C A N A S A B A S E D E PLOMO P A R A L A
FUNDI C ION A PRESION ( De la Norma ASTH B -102-44 1
DESIGNACION
COMPOSIC ION
QIJIM ICA
R e s i s t . a ca
Compresión 9(Kg/mm2 1 I I f I I
D u r e z a I I I 1
Brinel I 17(Kg/mm2 1
PROPI EDADES
Dens idad
r e l a t i v a7.34
T c m p . d efusión (OC ) 223
@
/ 181 / 237 / 215 / 239 / 2LO
Temp. deI icuación 371 29ú 272 2 5 9 260 267
(OC 1
NOTAS l,- Las p r o b e t a s p a r a e l e n s a y o a l a C o m p r e s i ó n s o n c i l i n d r o s pe
1 No 1 N* 2 N-3 No4 No 5 No 6 Ne7
L-5 9.2591 82 65 5 - 5:s a
10.75
45
Pb
N o r m a
Sabbit
1 8 80 90 86 76
I
No 1 O 5 1 N* 8 1 No12 1 No
C
149.25
13 15 15 10 lo:75 la6
5 2 0.5máx.
0.5máx.
0.5 0.5
d i á m e t r o 1 2 . 7 m m , y l a r g o 3 8 . 1 m m . L o s v a l o r e s de resist l ncr a
indicados c o r r e s p o n d e n a l a s cargas que son n e c e s a r i a s p a
r a d e f o r m a r e n 25*/. I a p robe ta . ‘,2.- La Dureza Brincll se refiere a ensayos con b o l a s d e
10 mm d e diámetro y carga de 500 Kg du ran te 30 segundos
de pres ión .
43
pieza colada en forma considerable.
El uso de las aleaciones de plomo es limitado para
piezas que no están sometidas a grandes esfuerzos a
la fatiga y que no deben soportar temperaturas
elevadas. Son empleadas para la fundición 8 presión
de gran cantidad de objetos ornamentales, como
rejillas para muebles de radio, adornos de
radiadores, mascotas para guardafangos, artefactos de
iluminación,etc. También se usan para fundir adornos
para ataúdes, péndulos, piezas de aparatos de medida,
bocinas de automóviles. Las propiedades tóxicas del
plomo excluyen la utilización de sus aleaciones para
objetos que están en contacto con alimentos.
Estaño.- Tiene una densidad relativa de 7.4. Se funde
a 23Z" C e hierve a 2 270OC, emitiendo vapores a
partir de los 1 200Oc. Es un metal de superficie
brillante y de color gris claro, que se transforma en
amarillento en estado caliente. Tiene una textura
cristalina. La resistencia 8 la tracción es pequefia,
2 a 3 Kg/mm'; y ,ì& la resistencia 8 la compresión es
de 4 Kg/mm'. Su dureza media es 4.5 brinell.
El estaño se pone quebradizo a una temperatura de 200O
C y vuelve 8 ser blando cuando baja a 100' C. Es muy
frágil cuando se lo somete a bajas temperaturas. No
se oxida por acción del aire a temperatura ambiente;
45
del estaño de 80 a 92%);
2) alta velocidad con carga continua (proporción del
estaño de 78 a 62%);
3) baja velocidad con carga fluctuante (proporción
del estaño de 7 la 12%);
4) baja velocidad con carga continua (proporción del
estaño de 0 a 3%).
La tabla II indica varias composiciones de metales
babbit, fabricados a base de estaño.La fundición de
las aleaciones de estaño se efectúa en máquinas de
cámara caliente. A causa de su reducida contracción
se pueden fabricar piezas de diseño complicado. El
metal no se adhiere a las paredes del molde y las
piezas pueden separarse fácilmente. Debido a su bajo
punto de fusión las aleaciones de estaiio eran muY
usadas, pero el desarrollo de las aleaciones de zinc
y de aluminio (y su menor costo) las ha hecho perder
importancia. Se fabricaron cojinetes por este
procedimiento pero actualmente se los hace por
fundición centrifugada.
Las aleaciones a base de estaño son apropiadas para
piezas de gran precisión que no deben soportar
grandes esfuerzos de fatiga. Se las utiliza en la
fabricación de partes de contadores de electricidad,
de piezas para radio, de instrumentos de medida,
interruptores, televisores asi como cierres de
46
T A B L A I I
A L E A C I O N E S A M E R I C A N A S A B A S E D E E S T A Ñ O PARA LA
F U N D I CION A PRESlON
DESIGNAClON
C O M P O S I C I O N
QUIMICA
! Olo 1
Sn
S b
P b
CU
FC
A S
B i
S A E No 1 0 SAE No 11 SAE No 12
mín. 9 0 8 6 5 9 . 5
4a S 6 a 7.5 9.5 a 11.5
má& 0 . 3 5 0 . 3 5 2 6
4 a 5 5 a &5 2 . 2 5 a 3 . 7 5
m á x . 0 . 0 8 0 . 0 8 0 . 0 8
m á x . 0 . 1 0 0 . 1 0
m ó x , 0 . 0 8 0 . 0 8 0 . 0 8
R e s i s t e n c i a al a ‘Ir a c c i ó n(Kg/mm2)
6 . 3 7 . 0 5 . 5
P R O P I E D A D E S
A l a r g a m i e n t o( Olo 1
D u r e t aBrincll
(Kg/mm2)
2 1 1 . 2 5
23 a 2 6 3 0 2 7 . 7
Dcnsi dadrclat iva
P u n t o d ef u s i ó n (‘Cl
7.40 7 . 5 3 7 . 9 8
204 2OL 2 3 2
N O T A S l . - L a D u r e z a Brinel I se refiere a ens ayos c o n bola de 10 mmd e d i á m e t r o yp r e s i ó n .
c a r g a d e 5 0 0 K g d u r a n t e 3 0 s e g u n d o s d e
cremallera. También se emplean para aparatos
sanitarios, separadores de nata, etc., en general
para piezas que deban tener una elevada resistencia a
las soluciones alcalinas.
Zinc.- El zinc más puro es obtenido por un proceso
electrolítico, con un grado de pureza que alcanza
99.99%. Las principales impurezas que contiene el
zinc comercial son: plomo, hierro y cadmio, y según
el grado de su pureza se han establecido para el zinc
varias clases comerciales. En la tabla III se
consignan las composiciones químicas de las distintas
clases de zinc, de acuerdo con lo especificado por la
Ameritan Society for Testing Materials.
El zinc tiene una densidad relativa de 6.9 a 7.2. Se
funde a los 419'C e hierve a unos 907OC. Es duro, de
un color blanco-azulado y posee un brillo metálico.
Tiene una superficie de rotura cristalina. El zinc
vaciado a una temperatura cercana 8 la de fusión
tiene una textura de grano gruesa, pero si se lo
funde en un molde refrigerado por agua, el tamafio de
los cristales se reduce.
La resistencia 8 la tracción alcanza los 15 Kg/mm2.
El zinc puro, por su escasa resistencia y su gran
contracción casi nunca es empleado para la colada a
presión. Además, ataca fuertemente las partes
5:0’0c.0
00’v,w2
0u0C
00C
0m0CzC
-0f
20’5:0’
QmQt-
s00
-700’
000
c-00’
cnW0
.‘)
c0
49
ferrosas de las máquinas de fundir.
Aleaciones a base de zinc.- Son ideales para la
fundición a presión debido a las siguientes
características:
- bajo costo;
- facilidad de fusión;
- propiedades físicas superiores a las de las demás
aleaciones (excepto las de cobre);
- se pueden fabricar piezas con paredes finas y
gruesas;
- las piezas fundidas se pueden maquinar con
herramientas de corte;
- las piezas fundidas tienen superficies lisas, y se
les puede aplicar cualquier acabado;
- tienen alta resistencia 8 la corrosión superficial;
Las aleaciones más conocidas para la fundición a
presión se venden bajo el nombre comercial de zamak.
Fueron introducidas al mercado al final de 1920. sus
propiedades mecánicas son en general superiores a las
fundiciones en arena de hierro gris, bronce y
aluminio, particularmente en tenacidad y resistencia
al impacto. Muchos componentes fabricados normalmente
de hierro, cobre, aleaciones de aluminio o plasticos
pueden ser producidos por fundición a presión
utilizando estas aleaciones, con propiedades
50
mejoradas y costo reducido.
Las aleaciones de zinc empleadas en el proceso
contienen siempre aluminio o aluminio y cobre. En la
tabla IV están las composiciones químicas y
propiedades de las aleaciones zamak. Analizaremos los
efectos de los diversos metales aleantes sobre las
aleaciones a.base de zinc.
Un contenido de 4% de aluminio reduce la fuerza de
ataque de la aleación sobre el molde y las partes
ferrosas de la máquina con las cuales el metal
liquido entra en contacto. El aluminio mejora ademhs
la textura de la pieza fundida, y aumenta su
resistencia y su dureza.
El contenido de cobre tiene el fin de aumentar la
resistencia y la dureza de la aleación. Mejora su
resistencia a la corrosión pero reduce la estabilidad
en las medidas y propiedades.
Las aleaciones de mayor importancia en el mercado son
la zamak 3 y la zamak 5, que corresponden a las
aleaciones normalizadas SAE 903 y SAE 905)
respectivamente. La aleación zamak 3 tiene una
proporción menor de cobre y se distingue por su
estabilidad en las medidas y en la resistencia al
impacto. Es más maleable, reaccciona mejor al
recocido de estabilización y es más resistente a la
51
DES1 GNACION Z a m a k 3 Z a m a k 5
ClJ m á x . 0 . 1 0 0 . 7 5 a 1.25
A l 3.5 a 4.3 3 . 5 .a 4.3
M9 0 . 0 3 a 0 . 0 8 0 . 0 3 a 0 . 0 8.
-COMPOS l CION Ft máx. 0 . 1 0.1
QUIMJCAPb . máx, 0.007 0.007
( “/oI
Cd máx. 0.005 0 .005
Sn máx. 0.005 0.005
Zn’* m á x . r e s t o r e s t o
R e s i s t e n c i a al Ia Ir a c c i ó n 28 .8 33.01 (Kglmm2 1
R e s i s t e n c i a al a C o m p r e s i ó n 42.2 61.2
(KgImm2)
A l a r g a m i e n t o 10 7
PROPIEDADES ( oiol
DurezaBrinell
( Kg/mm2 182 91
Dens idadr e l a t i v a 6.6 6 .7
(
P u n t o defusión ( l C ) 3 8 6 . 6 386.1
l Aleaciones dtsarrolladas p o r “Tht N e w J e r s e y Z i n c ComPanY ‘:
” Z i n c No 1 a ( Alto Grado Especial 1.
NOTAS I.- L a D u r e z a Brintll s e r e f i e r e a e n s a y o s con bolas de 10 mm
-
T A B L A I V
ALEACIONES A M E R I C A N A S A BASE DE Z I N C PARA LA
F U N D I CION A P R E S I O N ( A l e a c i o n e s Zamak. 1
d e d i a m t t r o y carga de 500 Kg durante 3 0 s e g u n d o s . 1
2 . - L a p r o b e t a p a r a e l ensayo de c o m p r e s i o n e s cil;ndrica, d eu n d i á m e t r o d e l h . 3 m m Y de un largo de 2 8 . 6 m m .
53
tienen propósito decorativo.
Estas aleaciones fueron usadas ampliamente durante
más de 50 años y dominaron el mercado. Por 1960 se
introdujo una aleación de zinc con el nombre de ILZRO
12 que contenia cerca de 12% de aluminio, recomendada
para fundición en arena 0 en molde metalico (por
gravedad). Debido al alto contenido de aluminio la
microestructura presentaba grano fino (aún 8
enfriamiento lento) y una resistencia 8 la tracción y
una dureza similares 8 las aleaciones zamak.
Posteriores trabajos de investigación mostraron que
las propiedades de la aleación ILZRO 12 podian
mejorarse reduciendo el contenido de aluminio 8 11%.
La aleación fue designada ZA 12.
Posteriormente, después de 1970 se desarrollaron dos
aleaciones que contenian 8% y 27% de aluminio. Se
designó entonces a esta familia de aleaciones de
zinc-aluminio como ZA 8, ZA 12 y ZA 27; sus digitos
indican el contenido de aluminio. Después de 1980 se
hizo evidente que las aleaciones ZA eran adecuadas
para fundirse a elevada presión y por gravedad. Las
aleaciones ZA 12 y ZA 27 fundidas atacan 8 los
metales ferrosos y por esto se las funde en maquinas
de cámara fria. Se ha encontrado que la aleación ZA 8
puede ser fundida en máquinas de cámara caliente.
54
Comparadas con el aluminio todas las aleaciones ZA
funden a baja temperatura (menor consumo de energía),
tienen mejor fluidez. Además tienen más resistencia y
dureza, menor fragilidad. Comparadas con las
aleaciones de bronce, las ZA tienen mejor
fundibilidad, baja densidad, dureza y resistencia más
altas y presentan menor desgaste en servicio.
La aleación ZA 8 fue desarrollada para fundirse en
molde metálico con excelentes caracteristicas de
acabado; por esto es apropiada para aplicaciones
decorativas. Después de 1980 fue usada exitosamente
en máquinas de cámara caliente y se obtuvieron
mejores propiedades mecánicas. Las piezas a obtenerse
tienen un espesor de pared que varia en un rango de
0.76 a 1.27 mm, a velocidades de producción
convencionales.
La aleación ZA 12 es la más utilizada en todos los
procesos de fundición. También se la emplea como
prototipo para fundir partes que se fabricarán con
aleaciones zamak. Presenta una combinación de: bajo
costo, resistencia mecánica Y resistencia al
desgaste, debido a las cuales se ha convertido en la
más popular de las aleaciones ZA.
La aleación ZA 27 puede ser colada en arena, molde
metálico o en máquinas de cámara fria. Tiene las más
56
TABLA V
A L E A C I O N E S ZA* U T I L I Z A D A S E N L A FUNDICION A PRESION:
I C O M P O S I C I O N Y PROPIEDADES FISICAS.
I
DESIGNACION ZA - 0 ZA - 12 Z A - 2 7
A l 8 .0 - 8 .8 10.5 - 11.5 25 .0 - 28 .0
cu 0 . 8 - 1 . 3 0.5 - 1.25 2 . 0 - 2 . 5
M9 - 0.015 - 0.03 0.0 lS- 0.03 O.Ol- 0 . 0 2
COMPOSICION FC 0 .10 0.075 0 . 1 0
OUIMICA,* Pb 0.004 0.004 0.004
(Yo)
Cd 0 . 0 0 3 0.003 0.003#
Sn 0 .002 0.002 0 .002
Z n r e s t o test 0 r e s t o
Densidadr e l a t i v a 6 .3 6 .03 5 .00
PROPI EDA DES
F I S I C A S
C o n t r a c c i ó n p o rSolidificaciÓnt”/~) 1.1 1 . 2 5 1.25
R a n g o d e Temp.
de Sol id i f icac ión 4 0 4 - 3 7 5 432 - 377 LB7- 375
(“C 1
E x p a n s i ó nTé rm ica 23.2 24.1 26
(mm/ mm/‘C )
Conduct i vidad
T é r m i c a(W/m/OC 1
115 116 125.5I
s S e g ú n N o r m a A S T M B669- 8 4 .
l a L a s u n i d a d e s - s i m p l e s i n d i c a n la cant i dad m a x i m a permi t ida .
3
57
T A B L A VI
PROPI EDADES M E C A N I C A S D E LAS A L E A C I O N E S Z A
DESIGNACION ZA,0 Z A - 12 / Z A - 27
PROCESO DE
FUNDI CIONooo@ooooo
?esist. ú l t i m a
Tracc ión2L8 2 2 1 276 310
1 laLOO 421
( MPa 1 2078 2Y5*372 a a LOO a a 421
317 3L5 LLO 627
?esistencia ala Fluenci a 200 207 290 207 207 317 365 365 365
( Wa 1
ìesist, a la
Compr es i ón 200 214 - 228 235 - 331 - -
( MPa)
Alargamien toen 51 mm l - 2 l - 2 6-10 l-3 l-3 4-7 3-6 1 l- 3
( "/.)
D u r e z aBrincll l
6 0 85 95 90 90 95 110 110 105
( Kg/mm2 ) 9”o 9”O ’
a a a a a a
110 105 105 115 120 120 125
R e s i s t e n c i a a lCor t ant e 241 - 255 - - 290 - -
(MPa 1
R e s i s t e n c i a a lImpacto O* 20 _ 21L 25 - TL5 48 - -
(J 1
R e s i s t e n c i a ala Fatiga . . . - 51.8 - 103.5 - - 172.5 - -
1 MPa 1
4Ódulo de Young
( 6th 185.5 85.5 - 83.0 83.@ - 75.2 75.2 -
1
01 E n a r e n a .
02 En molde m e t á l i c o .
03 A Presión,
l 500 Kg de ccrga.
l . Probeta Chcrpy lOmm, s i n m u e s c a .
0.0 V iga r o t a t o r i a . 5 x lo8 c i c l o s .
al aire forma una capa de óxido en su superficie. Se
disuelve en el ácido clorhídrico y en el acético
mezclado con cloruro sódico, resiste al acido
sulfúrico y al nítrico.
Aleaciones a base de aluminio.- Tienen una gran
aplicación, no obstante su mayor costo comparadas con
las de zinc: ocupan el segundo lugar en cuanto al
peso y al volumen producido. Las propiedades que
motivan su gran aplicación son:
- peso especifico reducido (el menor, excepto las
aleaciones de magnesio);
- buena resistencia a los agentes atmosféricos;
- gran estabilidad dimensional en un amplio margen de
temperaturas;
- altas conductividades eléctrica y térmica;
- buena resistencia a la tracción;
- elevada dureza.
Como inconvenientes de la fundición a presión de
aleaciones de aluminio deben mencionarse los
relativamente altos puntos de fusión (530"a 620" C).
Aunque las piezas fundidas resisten mayores
temperaturas, se deben usar aceros especiales y
tratados térmicamente para los moldes. Esto ocasiona
un elevado costo de producción. La exactitud en las
medidas es algo inferior que en las piezas coladas de
aleaciones de zinc.
59
El aluminio forma aleaciones con casi todos los
metales, excepto con plomo y mercurio. Las aleaciones
pueden agruparse en tres clases principales, según el
metal aleante:
- aleaciones de aluminio con cobre, con alrededor de
un 8% de cobre;
- aleaciones de aluminio con silicio, con un
contenido de hasta 13% de silicio;
- aleaciones de aluminio con magnesio, con un
contenido de hasta 10% de magnesio.
En la tabla VII están las aleaciones más usadas en la
fundición a presión. Las aleaciones con cobre tienen
buenas propiedades mecánicas y se las emplea para la
fundición de piezas con paredes de espesores gruesos.
La adición de cobre aumenta las propiedades para la
fundición a presión (reducción de la temperatura de
fusión, aumento de la fluidez) pero eleva el peso
especifico. El cobre disminuye la resistencia 8 la
corrosión, por tanto, las piezas fundidas no deben
estar en contacto con agua de mar. Por lo general se
agrega 8 esta aleación un pequeño porcentaje de
silicio.
La aleación SAE 307 es barata y se usa para fundir
piezas que no requieren una elevada resistencia a la
corrosión y que no tengan paredes muy finas. De todas
6 0
T A B L A V I I
ALEACIONES AMER 1 CANAS A BASE DE ALUM IN 10 P A R A L A
FUNDI C 10N A PRESION,
Según SAE 301 305 - 307 306 308 - - -
DES IGNAC 10N -S e g ú n ASTM sL885 - L6T
SS s9- SC2 sc5.y scc S C 7 SC;’ SC3 G 2
A l res. TCS. r e s . res. r e s . r e s . res. r e s . r e s . r e s
máx. máx . m¿x. 3 3 3 3cu máx. máx. máx.
0.6 0.6 0 . 6 I” L” I” ; 0.ú 0 . 6 0 . 2
COMPOSI C ION N i (máxJ 0 .5 0 . 5 0 . 5 0 .5 0 . 5 0 . 5 0 . 5 0 . 5 0 . 5 0.1
OUIMICA
( ‘1. 1 Mn (m¿x.) 0.3 c .3 0.3 0 . 5 0 . 5 0.5 0 . 5 0.3 0.3 0.3
L . 5 11 ll L.5 4.5 7 . 5 7.5 9 9Si
6” 1”3 13 505 505 9”s 905 Po Po
máx.
o-3
Mgm á x . máx . mix. már. m á x . mGr. máx . 0-L0.1 0 .1 0.1 0.1 0.1 0.1 0.1 OY ‘;1’ 7;5
0.6 6.5
Resis!. a l a
T r a c c i ó n l 21 26 2L.6 26.7 2L.6 28.8 30.2 30.2 30.2 28.8
( Kg/mm2 )
Al argami l nto* 5 1.8 3 . 5 2.5 3 3 2 5 3 2
(‘1.1
PROPI EDADES
Densi dadrclati va 2 . 6 5 2 .65 2.66 2.7L 2.7L 2.71 2.72 2.63 2.6L 2.57
R a n g o d e 630 590 630 590 590 600 600 620S o l i d i f i c a c i ó n a a - -) a a
(‘C 1 1 570 570 I sio 520 520 5zo1
1 5;oi sio
* Va lo res m;nimos.
a* Puedc.n f u n d i r s e úni comente máqui n as d e camarademás p u e d e n f u n d Irse tombi~~ e n m á q u i n a s
fr;a. L a sde cuello de cisne.
61
las aleaciones de aluminio utilizadas para la
fundición, presenta la mejor combinación de
resistencia y ductilidad. Para piezas más complicadas
se emplean aleaciones con más contenido de silicio
(SAE 306 o SAE 308). Tienen buenas propiedades
mecánicas y mayor resistencia 8 la corrosión.
Las aleaciones de aluminio con silicio tienen buenas
propiedades para la fundición, en particular, bajo
coeficiente de contracción. Se las emplea para fundir
piezas con paredes de pequeños espesores y diseño
complicado. Cuanto mayor es el contenido de silicio,
tanto más grande es la fluidez de la aleación, pero
disminuye la plasticidad de las piezas coladas. Este
grupo de aleáciones tiene buena resistencia a la
corrosión. La aleación SAE 304 tiene buena
resistencia 8 la corrosión en agua salada y buenas
características para fundición. Como caracteristica
general todas tienen buenas propiedades mecánicas.
Las aleaciones de aluminio con magnesio poseen una
alta resistencia 8 la corrosión,. y la superficie de
las piezas fundidas se mantiene pulida sin capa
protectora. Son más livianas que las otras aleaciones
de aluminio y poseen buena ductilidad. Una aleación
que contenga 8% de magnesio como único metal aleador
(ASTM G2) tiene excelentes propiedades mecánicas, es
62
la más liviana y mejor maquinable de todas las
aleaciones de aluminio. Tiene buena resistencia a la
corrosión, pero es dificil de fundir, por la ausencia
de silicio. No se emplea para fundir piezas de
paredes finas.
Las aleaciones de aluminio se utilizan en fundición a
presión desde 1914, y hoy son tan populares como las
de punto de fusión más bajos. La temperatura alta de
fusión y la propiedad del aluminio en estado líquido
de atacar al hierro, hacen necesario el empleo de
máquinas con cámara fria. En efecto, el alto
contenido de hierro empeora la calidad de la aleación
aumentando su dureza; por este motivo se emplean las
máquinas mencionadas, las cuales permiten
temperaturas de colada más bajas y la obtención de
piezas de mayor densidad. El contenido de estadio en
la aleación no debe ser mayor de 0.316, de lo
contrario se reducirán las propiedades mecánicas de
la pieza fundida.
Estas aleaciones se emplean para fundir piezas para
aparatos de todas clases, para maquinaria pequeña,
para piezas que deban tener una elevada resistencia a
la fatiga mecánica. Se las usa en la fabricacion de
accesorios para tuberias, de aparatos ópticos,
eléctricos y quimicos, articulos domésticos como
aspiradores de polvo, máquinas de lavar, utensilios
63
para cocina. Ocupan un lugar importante en la
fabricación de piezas para automóviles y aviones
debido a su poco peso, alta resistencia 8 la
corrosión y apariencia atractiva.
En general, las características de las aleaciones de
aluminio son: bajo peso especifico, dimensiones
exactas y estables de las piezas coladas a presión,
alta conductividad eléctrica y térmica, fácil
maquinabilidad y gran variedad de propiedades
mecánicas que pueden conseguirse por las diferentes
aleaciones, las cuales aseguran una utlización
creciente de las mismas en la fundición a presión.
Magnesio.- Es el más liviano de todos los metales de
importancia industrial, su densidad relativa es 1.74.
Se funde a 650°C. Tiene un aspecto semejante al del
aluminio. La resistencia 8 la tracción es de 17.5
Kg/mm'. Su dureza brinell es 30. Sus conductividades
eléctrica y térmica son más bajas que las del cobre y
del aluminio.
El magnesio opone escasa resistencia a la corrosión;
es atacado por la mayoría de los ácidos, por agua
salada; es resistente sin embargo a los álcalis. El
magnesio puro no es apto para la fundición debido a
sus inferiores propiedades fisicas; éstas se mejoran
mediante una adecuada aleación.
6k
Aleaciones a base de magnesio.- Tienen casi las
mismas propiedades que las aleaciones de aluminio, su
fusión se efectúa aproximadamente a igual temperatura
y se pueden emplear los mismos moldes. Comparando las
aleaciones de magnesio con las de aluminio se
encuentra que muchas propiedades del primero son más
vantajosas: su peso liviano y la extraordinaria
facilidad para el maquinado de las piezas fundidas,
propiedades que no son superadas por ningún otro
metal.
Las aleaciones de magnesio en estado de fusión no
atacan al hierro. Poseen buena resistencia a la
fatiga. Como la relación entre el peso y la
resistencia es mejor en las aleaciones de magnesio,
se obtiene una resistencia más alta que en piezas
hechas de otras aleaciones. Las piezas fundidas son
estables y tienen muy buenas propiedades. La alta
fluidez de las aleaciones permite la fundición de
piezas más complicadas. Uno de los mayores
inconvenientes es su escasa resistencia 8 la
corrosion; además tienen reducida ductilidad.
Los metales de aleacion más empleados para mejorar
las propiedades del magnesio son: aluminio, zinc,
manganeso y silicio.
El aluminio se emplea para aumentar la resistencia y
65
la finura de grano de las piezas fundidas. El
incremento del contenido de aluminio mejora
gradualmente las características para la fundicion.
La aleación con una proporción de un 10% de aluminio
tiene buena fluidez y excelentes propiedades
mecánicas.
El zinc mejora la dureza y la fusibilidad de las
aleaciones de magnesio y aluminio. El contenido de
zinc debe ser limitado. Ya una proporción de más del
3% provoca rajaduras, porosidades y otros defectos.
El manganeso mejora la resistencia 8 la corrosion,
las propiedades de corte rápido y fácil
maquinabilidad de las piezas fundidas.
El silicio aumenta la fluidez de la aleación.
En la tabla VIII están las aleaciones de magnesio más
usadas. La aleación AS 100 combina buenas propiedades
mecánicas con buena caracteristica para la fundición.
La aleación AZ 90 posee buenas caracteristicas para
la fundición, pero mejores que la aleación AS 100.
La fundición a presión de las aleaciones de magnesio
se efectúa, por lo general, en máquinas con cámara
fria. Se requiere mucha experiencia y es bastante
complicada la fundición de estas aleaciones pues las
mismas se oxidan fuertemente en estado liquido.
66
T A B L A V I I I
ALEACIONES AMERICANAS A BASE DE MAGNESIO PARA
LA FUNDICION A PRES ION
DES IGNACION
.
COMPOS 1 C ION
QUIMlCA( O:o 1
S e g ú n S A E 50 1
S e g ú n ASTM94 - 44 - 1
‘ A S 1 0 0 , AS 90 A Z 90X
Mg - r e s t o r e s t o r e s t o
A l 9 a ll 8.3 a 9.7 0.3 a 9.7
Mn ( m;n.) 0.10 0.13 0 . 1 3
Z n máx . 0 .3 0.4 a 1 0.4 a 1
S i (máx.) 1 0 . 5 0 .3
Co(mtíx.) 0 .05 0 .05 0 . 0 5
Ni (mÓx.1 0.03 0 . 0 3 0.002
/ Fe ( máx.) I 0 .004
R e s i s t e n c i a aI a f r a c c i ó n(Kg/ mm2 )
20.4 a 23.9
Al argamient o( “/oI 1 a 3 2 a 5 2 a 5
DurezaPROPI EDADES B r i n e l l 62 60
IKg/mm2)
Densidad
r e l a t i v a
P u n t o d ef u s i ó n
(*CI
1.81 1.01 1 .81
595 60¿
I
NOTA La Durct a Brinell s e r e f i e r e a ensayos con bola d e 10mmd e d i a m e t r o y carsa d e 500 Kg d u r a n t e 3 0 segundos.
6’7
ALEACIONES PESADAS DE ELEVADO PUNTO DE FUSION.
Cobre.- tiene una densidad relativa de 8.9 cuando
está puro. Se funde a 1 083'C, hierve a 2 325OC. El
cobre fundido tiene una resistencia a la tracción de
16 Kg/mm* y una dureza brinell de 35, con un
alargamiento de 45%. Tiene gran- resistencia 8 la
corrosión en aire seco, pero en una atmósfera húmeda
se recubre de una capa de carbonato básico.
Aleaciones a base de cobre.- Reúnen las mejores
propiedades mecánicas entre todas las utilizadas en
la fundición a presión. No obstante, son
transformadas sólo en proporciones reducidas por este
procedimiento. Esto se debe a que el costo de los
objetos fundidos es muy alto pues, un elevado punto
de fusión de una aleación exige moldes construidos de
acero de alta calidad.
Las aleaciones de cobre funden alrededor de 850" C,
los aceros especiales que se usan para los moldes son
caros pero poco maquinables y deben ser sometidos a
un tratamiento térmico. Otro factor que aumenta el
costo de la fundición a presión de las aleaciones de
cobre es la necesidad de disponer de máquinas
hidráulicas capaces de trabajar hasta a 2 000 Kg/cm*;
lo que significa mayores inversiones iniciales. Las
ventajas principales residen en la mayor resistencia,
68
ductilidad y dureza. Son fáciles de maquinar, poseen
buenas propiedades friccionales y por lo general
anticorrosivas.
Las aleaciones de cobre se han inyectado desde la
introducción de las máquinas de cámara fria en 1920.
Durante los años 1960 y 1970 se comprobó que l
aunque se necesitan aceros especiales para el molde,
el control de temperatura y el tratamiento térmico
del molde juegan un papel importante para aumentar la
vida del mismo.
Para la fundición a presión se utilizan casi
exclusivamente las aleaciones de cobre y zinc
(latones). Son más fusibles que el cobre. Tienen gran
resistencia 8 la corrosión por agua de mar y poseen
buenas propiedades lubricantes. La ductilidad y
resistencia mecánica del latón varia según el
contenido de zinc: las mismas aumentan al crecer el
porcentaje de zinc y la ductilidad llega la máximo
cuando el contenido de zinc es del 30%. Al aumentar
el contenido de zinc por encima del 30% la ductilidad
disminuye, poniéndose el metal quebradizo y duro. La
resistencia 8 la tracción alcanza su máximo con un
45% de zinc.
En la tabla IX se indican los latones más usados para
la fundición a presión. En estas aleaciones el
69
T A B L A I X
ALEACIONES A M E R I C A N A S A B A S E DE- COBRE P A R A L A
FUNDICION A PRESION. ( D a t o s s e g ú n l a Doehlcr- J a r v i s C o r p .
Y ‘a l i t a n M e t a l M f g . C o . )
I DES 1 GNAC IONI I
L a t ó n D o l e r ND4 L a t ó n Doler No5 Tinicosil No20I I I
.ICO 8 1 . 5
r e s t o r e s t o r e s t oZn
si _ 3.5 a 4I
5
COMPOS 1 C ION
QUIMICA
( ‘Ir 1
Pb máx. 0 . 2 5l
0.25 1I
Sn ( máx.)
Mn m á x . 0 . 2 5I
A l m á x . 0 . 5I
Fe
Resistcnci a aL a ’ T r a c c i ó n
( Kg/mm2 )
A l a r g a m i e n t o
! */. )
Dure za
Br¡ nell(Kglmm2)
PROPIEDADES 170 190 160
8 5 7 851 9 1 2P u n t o d e
f u s i ó n
(‘C 1
Dcn si dad
rel at ¡VG8.3 / 8.2 / 8.L5 1
NOTA La Durcta BrinelL se rtf icrc ka ensayos con b o l a s d e10 mm de diámetro y carga de 500 Kg d u r a n t e 3 0 s e -
gundos .
70
contenido de aluminio disminuye la oxidación de zinc
del caldo durante la fusión, puesto que se produce
una película superficial de óxido de aluminio. laS
aleaciones americanas contienen un pequeño porcentaje
de silicio. Este metal tiene un efecto similar al del
aluminio: aumenta la resistencia 8 la corrosión,
actúa como desoxidante y mejora la fluidez. Además,
el silicio baja el punto de fusión de la aleación y
ayuda a mantener la superficie del molde más limpia.
Las aleaciones de cobre y estaño (bronces) no reúnen
todos los requisitos que se exigen para la fundición
8 presión. Tienen poca fluidez, un alto punto de
fusión y exigen condiciones de inyección no
turbulenta para obtener propiedades óptimas. Ofrecen
una alta resistencia mecánica y buena resistencia 8
la corrosión por lo que tienen importantes
aplicaciones. Son más adecuadas para colada por
gravedad.
Las piezas de latón fundidas 8 presión se usan en
todas las ramas de la industria debido a sus
favorables propiedades químicas y su resistencia a la
corrosión. En particular, piezas y accesorios de
cañerías, válvulas, elementos de pequeñas máquinas
son hechos por fundición a presión. Además se
fabrican partes para cajas de cambio, conectores de
batería, medidores de agua, bombas, reguladores de
presión, componentes eléctricos.
Además de estos metales mencionados se han hecho
pruebas con aleaciones de plata y de hierro. Las
aleaciones de plata tienen aplicación muy reducida
(joyería, alhajas, etc.); funden a 1 000" C. Se ha
probado que la fundición a presión de aleaciones de
hierro es posible técnicamente. El principal
obstáculo a vencer es la temperatura de fusión (el
acero funde a 1 500°C ) lo que afecta al material
del molde, el método de fusión y el de inyección. Sekprestan más para procesos de fundición por gravedad.
C A P I T U L O I I I
CALCULOS Y CONSTRUCCION
3.1 DESCRIPCION DE PARTES Y FUNCIONES DE LA HAQUINA.
Una máquina de fundición a presión debe ser capaz de:
- contener el metal líquido y mantenerlo 8 una
temperatura determinada;
- inyectar el metal al molde en la cantidad requerida
para la pieza 8 colar, 8 una alta presión y 8 una
velocidad adecuada, manteniendo esta presión hasta la
formación y solidificación de la pieza;
- sostener el molde y accionarlo durante el proceso.
Los elementos 0 sistemas que permiten cumplir con las
funciones mencionadas son, básicamente, los
siguientes: Sistema de fusión, Sistema de inyección,
Sistema de cierre y Sistema generador de energía, los
cuales se aprecian en la fig. 6.
1) Sistema de fusión: aquí se prepara y/o mantiene el
73
c‘0.-cl.-TJ
5LL
bc.-
D
metal líquido que pasará al sistema de inyección; en
las de cámara caliente la fusión se realiza en un
horno integrado a la máquina, y en las de cámara fría
la fusión se efectúa en un horno aparte de la cámara
de presión.
2) Sistema de inyección: introduce a presión el metal
fundido y asegura el llenado de las cavidades del
molde. De acuerdo con éste se clasifican las máquinas
en: de cámara caliente o fría.
3) Sistema de cierre: formado por un bastidor fuerte
que sostiene las mitades del molde en una posicion
determinada; y un mecanismo que permite cerrar,
mantener engatilladas las dos mitades del molde
durante la colada y que abre las mismas una vez que
la pieza fundida se ha solidificado.
4) Sistema generador de energía: proporciona energía
para el accionamiento y maniobra de la máquina, según
el ciclo siguiente:
- cierre del molde
- inyección del metal
- apertura del molde
- expulsión de las piezas
1) Sistema de fusión.- Es básicamente el horno; sirve
para fundir la aleación, mantenerla en estado liquido
75
Y para la alimentación de la máquina. Pueden usar
como combustible diesel, gas 0 electricidad; sin
embargo, como es esencial que la temperatura de la
aleación 8 inyectar sea regular, se prefiere usar gas
0 electricidad pues se prestan mejor para la
regulación y control.
Para la inyección de piezas se necesita que el
procedimiento se realice regularmente; por tanto se
debe tener metal líquido constante durante un turno
de trabajo. Esto encuentra dos obstáculos:
- fundir la aleación económicamente con el minimo de
alteraciones metalúrgicas;
- mantener la temperatura necesaria para la colada.
Se divide entonces la fusión en dos operaciones:
fusión (propiamente) de la aleación y mantenimiento
de la aleación fundida.
La fusión es una operación que demanda una cantidad
de energia elevada y la característica de un horno de
fusión es asLegurar una producción alta (de metal
fundido) con bajo consumo específico.
El mantenimiento demanda poca cantidad de energía, y
una buena regulación. Como estas dos caracteristicas
no son enteramente compatibles, se evita en la
práctica utilizar 8 la vez el horno de la maquina
‘76
para fusión y mantenimiento. Se tiene entonces dos
tipos de hornos: horno de fusión y horno de
mantenimiento.
Los hornos de fusión son, en general, basculantes
para permitir fácilmente la llenada de las cubas que
transportan la aleación líquida al horno de la
máquina, llamado horno de mantenimiento. El primer
criterio para elegir un horno es* el consumo
específico, mientras más bajo sea el rendimiento es
más elevado. El segudo criterio a considerar es la
perdida de metal (que se quema) debido al precio del
metal perdido y a riesgos de alteración de la
aleación.
Los hornos de mantenimiento pueden ser clasificados
en tres categorías:
- hornos de crisol calentados por diesel, coke o gas;
- hornos de reverbero calentados por llamas 0
resistencias eléctricas;
- hornos eléctricos de inducción.
Es importante que la temperatura del baño sea
regulada, para esto una termocupla sumergida en el
crisol sirve para detectar dicha temperatura y
mantenerla en el rango especificado para cada
aleación. Las máquinas de cámara caliente tienen
77
estos hornos de mantenimiento como hornos de crisol
(también llamados de cuba) incorporados a la máquina;
el crisol (generalmente de fundición) tiene la forma
y tamaño adecuados para permitir la inmersión del
cuello de ganso, fig. 7.
Se debe aclarar que la diferenciación aqui hecha
entre hornos de fusión y hornos de mantenimiento está
enfocada desde el punto de vista de proucción a gran
escala; como en este trabajo se trata de una máquina
prototipo para Laboratorio (Tesis de Grado), no se
necesitará un horno de fusión aparte, Y el mismo
horno de la máquina (en este trabajo llamado Sistema
de fusión) servirá para fundir y mantener la aleación
8 inyectar.
2) Sistema de inyección: está ubicado sobre el horno,
el cual está en el lado de la placa fija. Sobre el
horno está el crisol metálico donde se aloja la
cámara de presión (llamada cuello de ganso), ésta
constituye la pieza esencial en este sistema; está en
gran parte sumergida en el metal liquido, fig. 8.
Dentro de la cámara de presión está colocada una
camisa de acero, la cual tiene agujeros que permiten
pasar el' metal fundido desde el crisol hacia el
interior de la cámara de presión (y de aqui al
molde). En esta camisa se desliza verticalmente un
M E T A L F
R E F R A C T A R I O
METAL1 CA
UNDI DO
FIG. 7: Horno de c r i s o l .
1 T O B E R A
- C H I M E N E A
A D O R
CAMARA D E
ca
F I G . 8 : S i s t e m a d e i n y e c c ón .
80
3) Sistema de cierre.- Cumple dos funciones:
- sostiene y guía las mitades del molde (el
bastidor);
- mantiene cerradas y abre las mitades del molde (el
mecanismo de cierre).
El bastidor debe ser de costrucción rigida y fuerte,
capaz de soportar, además del peso de las dos mitades
del molde y la pieza colada, la presión elevada que
se aplica al metal durante la inyección.
Las partes principales que forman el bastidor son
tres placas y cuatro barras o columnas robustas. A la
placa fija llegan, por un lado, el extremo del
sistema de inyección, y del otro lado está sujeta la
mitad fija del molde.
En el otro extremo del bastidor está la placa
estacionaria, la cual junto con la placa fija y las
columnas forman un ensamble rígido. Entre estas dos
placas está la placa móvil 8 la cual va sujeta la
mitad m'óvil del molde, esta placa efectúa un
movimiento de vaivén que realiza la apertura y cierre
del molde. Las columnas sirven como guias para el
movimiento de la placa móvil; entre la placa
estacionaria y la placa móvil está el mecanismo de
cierre, fig. 10.
La placa estacionaria del bastidor debe ser
81
TOBER h
I BOQUILL h
D E
D E
F I G . 9 : l o b e r a d e i n y e c c i ó n
PLACA PLACA
ESTACIONARIA MOVI L COLUMNA TUERCA
MECANI SM0 BARRAS
D E C I E R R E EXPULSORAS
Y .
Y\
PLACAEX PULSORA
PLACAFIJA
AC
MOLDE&BlE R T O
MOLDECERRADO
F I G , 1 0 : M e c a n i s m o d e c i e r r e l
83
En algunas máquinas (antiguas) el ajuste del cierre
del molde se efectúa apretando o ajustando
manualmente las tuercas que aseguran 8 la placa
estacionaria con las columnas. La mayoría de máquinas
tiene un sistema central motorizado que sincroniza el
movimiento de las tuercas para evitar que alguna
columna quede sobrecargada. fig. 11.MOTOR
COR/
‘ONA.
TUERCAS
FIG. 11: Sistema motor izado d e a j u s t e d ecìer re d e l m o l d e .
Actualmente este ajuste se realiza de modo
automático: un transductor de presión en el cilindro
hidráulico detecta cuando el cierre está muy fllerte o
muY flojo y se ajusta automáticamante la placa
estacionaria.
4) Sistema generador de energía.- Está constituido
por un arreglo de motor eléctrico y bomba hidráulica
para el accionamiento de la máquina, pues hoy en dia
casi todas son accionadas hidráulicarnente.
85
cámara de presiún, esto se consigue Por conexión
directa a la bomba. Después debe moverse a una
velocidad mayor, de 1 8 5 m/s, para lo cual se
precisa un gran volumen de fluido hidráulico en un
instante.
Para no usar una bomba de mayor capacidad que
operaria al máximo por menos de un segundo en cada
ciclo, se usa un acumulador el cual almacena fluido
hidráulico durante la parte del ciclo de trabajo
cuando la bomba opera a baja capacidad. El acumulador
entrega la energia de presiùn instantáneamente al
conectarlo al cilindro de acionamiento con lo que se
consigue una elevada velocidad del émbolo inyector
con el minimo recorrido de aceleración.
El acumulador consta de una botella cilindrica de
acero, en la cual se encuentra un gas inerte
(generalmente nitrógeno) como medio impulsor. Las
máquinas modernas están equipadas con acumulador para
accionar el émbolo inyector.
Los acumuladores en uso son de tres tipos. El tipo
cilindro abierto usa fluido hidráulico en la porcion
del fondo para sellar la válvula de salida y evitar
escape de gas. Fue usado antiguamente pero ocasiona
problemas pues se emulsionan el aceite y el gas, con
lo que escapa gas al circuito hidráulico.
86
El acumulador tipo vejiga tiene una vejiga que es
inflada con gas; es más usado pero ocasiona problemas
ocasionalmente cuando se rompe la vejiga.
El tercer tipo es el de pistón, usa un émbolo entre
el gas y el fluido hidráulico. Este acumulador es el
más usado actualmente pues con los sellos del pistón
en buen estado se experimentan pocos problemas. Estos
tres tipos de acumulador se 'ilustran en la fig. 12.
Se utiliza como fluido de presión para los sistemas
hidráulicos un aceite mineral llamado aceite
hidráulico. Este fluido debe proporcionar lubricacion
a los componentes sometidos a movimiento y desgaste;
no debe ser corrosivo, debe ser estable en
rendimiento y no ser inflamable o tóxico. El aceite
hidráulico presenta como inconveniente su
inflamabilidad, y por esto ha sido reemplazado en su
uso actualmente por tres grupos de fluidos.
Los fluídos sintéticos, a base de éster fosfórico o
carburos clorados, no contienen agua y son estables a
altas temperaturas, aunque su viscosidad disminuye al
aumentar la temperatura. Esto se compensa añadiendo
polímeros de estabilización. Son resistentes al
fuego, tienen características físicas semejantes al
aceite hidráulico, tienen buena lubricidad.
Las soluciones de glicol y agua contienen de 40 a 50%
M A N O M E T R O D E L/ A C U M U L A D O R
T I P OC I L I N D R O A B I E R T O
NIT ROCEN0
F L U I D O- --_-- - - ---iIDRAULICO- - -- -mm- M A N O M E T R O D E
A L C I R C U I T O C A R G A
HIDRAULICO - + N I T R O C E N O
D E L A B O M B A
N I T R O C E N O
P I S T
T I P O P I S J O N
ON\
R,--M A N O M E T R O D E LA C U M U L A D O R
-L
--- -
- -
- - -
--- -
mm- -
_---
- .-
-- --
,NITROGENOtrF L U I D O
7- H I DRAULICO
D E L A B O M B A
M A N O M E T R O D E LA C U M U L A D O R
N I T R O G E N O
N J T ROCEN0
T I P O V E J I G A- V E J I G A
-- -- .- - .- _- F L U I D O_ - --- - H I D R A ULLCO
t DE LA B O M B A
‘3
FIG, 1 2 : T i p o s d e a c u m u l a d o r h i d r á u l i c o .
88
de agua a la cual se le añade un poli-glicol que
proporciona al fluido lubricación y viscosidad,
generalmente se añade etileno 0 proplileno glicol
para mejorar sus propiedades a bajas temperaturas.
Estos aditivos además reducen la formación de espuma,
inhiben la corrosión y reducen el desgaste. Estos
fluidos operan a altas presiones, pero debido al alto
contenido de agua, su uso está recomendado a
temperaturas menores a 150°C.
Un tercer grupo lo forman las emulsiones de agua y
aceite; son esencialmente particulas d e agua
encapsuladas en una fase continua de aceite. La
emulsión contiene 40% de agua, y el resto es aceite
mineral. El agua es el elemento anti-inflamable pero
la emulsión puede revertirse por lo que tiene una
limitada resistencia al fuego y baja lubricación.
Actualmente no están en uso.
Los movimientos de la máquina son controlados por
válvulas en el circuito hidráulico que ajustan la
dirección y volumen del flujo. Las variables a
controlar son la presión y velocidad de movimientos.
Las válvulas que los regulan se clasifican en
controles de presión, reguladores de caudal y
direccionales. Su funcionamiento puede estar
comandado manual o automáticamente.
3.2 DISEÑO PRELIHINAR.
En esta parte de la tesis se agrupan las funciones
indicadas en el tema anterior y, mediante un
procedimiento abreviado de diseño, se presenta un
esquema de la máquina. El procedimiento consta de las
siguientes etapas:
1) Formulaciùn del problema
2) Análisis del problema
3) Búsqueda de soluciones
4) Decisión
5) Especificación
1) Formulación del problema.- Se necesita una máquina
que permita: estudiar el proceso de fundición a
presión, elaborar proyectos de piezas para producción
en serie (usando aleaciones de zinc), establecer
criterios de selección de materiales para
construcción de partes de la máquina, establecer y
estudiar parámetros de control de calidad de los
materiales inyectados.
Se partió de una cámara de presión para una mhquina
de cámara caliente, con las dimensiones de la fig.
13, Y mostrada en la fig. 14 ; y de aquí se
calcularon, elaboraron y seleccionaron los demás
90
330*I 18GI,
F I G . 1 3 : E s q u e m a de Ia c á m a r a de pres i Ón,
92
máquina.
La presión de inyección puede ser generada en forma
manual, neumática o hidráulica.
La fusión,de metal debe ser hecha en un horno de cuba
incorporado a la máquina pues ésta es de cámara
caliente. El horno puede ser calentado por diesel,
por gas o por electricidad.
El accionamiento puede ser hecho con un bastidor
formado por dos o tres placas, y guiado por dos, tres
0 cuatro columnas, fig. 15.
El cierre de moldes puede efectuarse por: un cilindro
neumático, un cilindro hidráulico, un tornillo de
potencia 0 una combinación de cilindro y palancas
acodadas, fig. 16.
Todos estos elementos seran incorporados en un
armazón que se constituirá en la máquina.
4) Decisión.- Para cumplir con las condiciones
enunciadas, se seleccionaron los siguientes medios:
Para la presión de trabajo se escogió energía
hidráulica pues los medios manual y neumático no
alcanzan 8 generar la alta presión requerida (véase
la sección 3.5.1). La presión de inyección sera 85
Kg/cm*( 8.33 x 10'N/m2).
93
0 0
a
+
0 0
0Ef+
3
FIG, 1 5 : F o r m a s d e g u i a d o d e l b a s t i d o r .
CI LI NDROH JDRAULICO 0 NEUMATICO
C I L I N D R O Y
P A L A N C A S A C O D A D A S
T O R N I L L O D E
PO1 ENCIA
FlG, 1 6 : A l t e r n a t i v a s para el c i e r r e d emoldes ,
94
Para fundir el metal se escogió como combustible gas
propano (gas doméstico) por razones económicas: menor
costo del combustible y disponibilidad, menor costo
del quemador; por razones técnicas: no se necesita
instalación eléctrica adicional para la combustión y
se sobrepasa la temperatura de fusión (429'C).
Para el bastidor se escogió el sistema de tres placas
y cuatro columnas por ser más estable, robusto y
tener más exactitud para el guiado de la placa móvil.
El cierre de moldes se hizo con un sistema de
cilindro hidráulico y palancas acodadas pues se
seleccionó energía hidráulica para accionar la
máquina; y el sistema de palancas permite mayor
seguridad en el cierre y desarrollar mayores fuerzas
para el cierre de moldes.
5) Especificación.- Todos los elementos enunciados
anteriormente están agrupados en el esquema de la
fig. í7, que corresponde al diagrama de una máquina
de fundición a presión, tipo cámara caliente.
3.3 SISTEHA DE FUSION DE HETAL.
Como ya se ha indicado, este sistema consiste
básicamente en el horno de la máquina, el cual
cumplirá la función de fundir y mantener en estado
liquido la aleación a inyectarse. Este sistema debe
P L A C A
E S T A C I O N A R I A
P L A C A-.. - ._ P L A C A
MOVIL F I J A
\
MECANTSMO
C I E R R E
C J L I N D R O D E \ \
C O L U M N A SClt I N D R O D E
IbjYECCION
RN0n
F I G . 1 7 : M á q u i n a d e F u n d i c i ó n a p r e s i ó n , t i p o cámara ca l ien te .
,,,,
96
cumplir con las siguientes condiciones:
- fundir en el mínimo de tiempo,
- precisión de la temperatura,
- uniformidad de la temperatura,
- contaminación mínima del baño.
De las condiciones enumeradas la última es decisiva
para la forma del horno. En efecto, el contacto de
los productos de combustión perjudica al baño
metálico, y además el baño debe contenerse en un
recipiente. Estos tipos de horno se conocen como
horno de mufla, fig. 18. La mufla se indica mediante
la línea curva cerrada dibujada con trazo mas grueso.
En este caso el horno a usarse es llamado de cuba, el
cual es conocido como horno de semimufla, porque no
existe techo en la mufla, que en este caso es la cuba
0 crisol. Sin embargo, se considera como horno de
mufla completa, porque los productos no pueden hacer
contacto con el contenido de la cuba, fig. í9.
Este es entonces elI sistema de fusión de la máquina
de cámara caliente, cuyos elementos se enumeran y
calculan en los siguientes apartados.
3.3.1 ELEHENTOS.
El sistema de fusión lo integran los siguientes
97
rr / /////////“/J/ /////////“/J
FIG. 1 8 : H o r n o d e m u f l a .
amClJ B A
PARED
METALJCA
M U F L A
PARl=D
D=CRA~TA RIA
FIG. 19: H o r n o d e c u b a .
98
elementos:
- las paredes: son las limitantes del horno y
forman el recinto donde se produ& l a
transferencia de calor del combustible al baño
metálico:
- el crisol: es el recipiente que contiene el
baño fundido a ser inyectado. Aqui también va
sumergida la camara de presión;
- el combustible: es la fuente de calor del
horno, el cual se origina por una reacción de
combustión;
- el quemador: es el aparato destinado a
facilitar la combustión dentro del horno.
3.3.2 HORNO.
Es la cámara donde se efectúa la combustión; la
cámara regula y confina la combustión de los
productos, es capaz de resistir las altas
temperaturas que se generan.
Existen dos restricciones físicas:
1) el espacio para el horno está dado por las
paredes matálicas del armazón de la maquina,
figs. 20 y 21.
99
6 1 0
Ie Sir--JV ISTA L A T E R A L
6 3 0
V I S T A T R A N S V E R S A L
WI. 2 0 : Espac io disponib le p a r a el horno.
FIG. 21 : V i s ta del horno .
100
2) el tamaño del cuello de ganso determina el
tamaño del crisol, y éste las dimensiones
necesarias para las paredes del horno.
Por tanto, el proceso seguido para calcular los
diversos elementos fue el siguiente:
a) se escogió el tipo de ladrillos que
formarían las paredes del hornos;
b) se calculó la pérdida de calor a través de
las paredes en estado estable;
c) se calculo el consumo de combustible;
d) se escogio el tipo y tamafio de quemador.
Se disponía de ladrillos refractarios, con las
siguientes características:
- material: magnesita
- conductividad térmica: 0.52 Kcal/hr m"C
- medidas (largo x ancho x espesor): 0.230 x
0.155 x 0.075 m .
Debido al espacio disponible los ladrillos se .
colocaron en una sola hilera, de modo que el
espesor de la pared quedó de 75 mm . En régimen
estable la transmision de calor a través de las
paredes ocurre mediante dos procesos: por
convección (desde los gases de combustión a las
101
paredes interiores y desde la pared exterior
metálica al ambiente); y por conducción (en las
paredes formadas por el ladrillo y l a p l a n c h a
metálica), fig. 22.
No se considero la transferencia de calor por
radiacion porque este mecanismo es más
importante en hornos que son calentados Por
fluidos calientes que al circular dentro de
tubos calientan al horno. Además, las
temperaturas de trabajo en este caso no son muy
elevadas (máx. 500°C); y el espacio entre las
llamas y la superficies a calentar es
despreciable (las llamas "lamen" las paredes).
El horno está formado por dos paredes: acero de
10 mm de espesor, y ladrillo refractario de 75
mm de espesor. La conductividad térmica del
acero es 44.63 Kcal/hr m OC; la del ladrillo es
0.52 Kcal/hr m"C. Se fijó la temperatura máxima
en el interior del horno en 500' C y la
conductancia por unidad de superficie en la
pared interior se estima en 58.10 Kcal/hr m2'C.
La temperatura de la atmósfera que rodea al
horno debe ser 30"C, y la conductancia por
unidad de superficie en la pared exterior se
estima en 9.80 Kcal/hr m2 "C. El calor
transmitido a través de las paredes será
102
PLANCHA
METAL1 C A \
A I R EEXTERIOR
Calor por I Calor Porconvección I
conducción
FIG. 2 2 : M e c a n i s m o s d eCalor.
REFRACTARIO/
CAMARc; D ECOM BU ST ION
Calor porconvección
T r a n s f e r e n c i a de
exterior i nter ior
F I G . 2 3 : Transmi si Ón de C a l o r a t r a v é s delhorno .
entonces, fig. 22:
conduccion: q = kA(dT/dx) (3.1)
Q = WA'WJ = UU'& >
Donde:
Q: calor transmitido por conducción, Kcal/hr.
AT: diferencia de temperaturasOC .
Rk: resistencia térmica de conduccion, hr
"C/Kcal.
A: área total de transferencia de calor, m2.
L: espesor a través del cual se transmite
calor, m .
conveccion: q = hAnT = OT/R, (3.2)
Donde:
q: calor transmitido por convección, Kcal/hr
h: coeficiente de transferencia de calor en
convección, Kcal/hr m2 OC.
A: área total de transferencia de calor, m2
AT: diferencia de temperaturas,°C
Rc: resistencia térmica, Kcal/hr m"C
Como en estado estable no hay almacenamiento de
calor, se tiene:
106
R;= l/h;A = 1/(58.10)(1.560) = 0.011
R,= L, /k, A = 75 x 10-J/(0.52)(1.560) = 0.092
R,= L,/k,A = 10 x 10-3/(44.63)(1.560) = 0.065
Evaluando estos datos en la ecuación (3.7), el
calor transmitido a través de las paredes del
horno, Q,, es:
B, = 2 795.22 Kcal/hr
3-3.3 DIMENSIONAKUNTO DEL CRISOL.
El crisol es el recipiente donde se mantiene
fundido el metal que se va 8 inyectar, y aquí
va sumergido el cuello de ganso. Va colocado
sobre las paredes del horno y forma el techo
del mismo, como se mostró en la fig. 7.
Los crisoles son generalmente de hierro
fundido, de grafito o de carborundo. Están
numerados en base al diámetro exterior y la
altura respectiva, como se muestra en la tabla
X. Por tanto, para determinadas dimensiones, se
escoge el crisol correspondiente y se lo
compra. En este trabajo, por razones de espacio
y económicas, se decidió construir el crisol
107
T A B L A X
T A M A Ñ O S ESTANDAR D E CRISOLES.
NúmeroA l t u r a exter ior D i á m e t r o s u p e r i o r
1 puQ3.1 ex ter io r ( pulg.1
1 3wJ 3 ‘IL
1’12 :‘/16 3 gJl 6
2 4’/2 33J4
3 5310 4’/4
6 5314 45J8
5 6’/8 4 718
6 l 6’/2 5’/4
7 63J4 5’12
8 l/ 7 ‘J8 57J8I/
9 7 5J0 57rs
1 0/I 8’/16 G’J16
12 8’/2 63J8I
14/
8 7J8 6”/16
1 6 9 ‘IL 6’5Jl6
18l
g3J16 75116
20 105Jl 6 7”/16
2 5 1015J 16 83116
3 0 / ll ‘12 es/0
3 5 / I 12 91
6 0 lZ’J2 93J8
5 0 13314 lO’J¿
6 0 / 767116 1013/16
7 0 / 15’/16 ll’/4
8 0 I S5J8 1 ll’/16I
9 0 163Jl6 12’/8
100 16”/16 12 ‘J2
125 173/8 13
108
formado de planchas de acero, las cuales fueron
cortadas y soldadas.
Las dimensiones fueron dadas geométricamente,
es decir, considerando el espacio interior del
horno y el tamafio del cuello de ganso.
En la fig. 24 se tienen las dimensiones
generales del crisol. Las paredes, la base y
los apoyos tienen las dimensiones mostradas en
la fig. 25.
Fueron cortadas de plancha de acero SAE 1020,
espesor 20 mm. Posteriormente fueron unidas
mediante soldadura: se usó dos cordones de
soldadura E-6011, y un cordón (de acabado) de
soldadura E-6013.
De acuerdo con las dimensiones especificadas,
la capacidad total del crisol es:
v, = 0.032 m3.
El volumen de trabajo del crisol, considerando
el volumen desalojado por la porción sumergida
del cuello de ganso (0,005m3) y llenado hasta
un 80% de su capacidad, es:
v, = (V, -VC )0.8 = (0.032-0.005)0.8 = 0.022m3.
109
CUELLO DE
GANSO
; ; IB 280
,
_,¿ , c 260 44 1 ;
I_ _ _ _ - - 1 ~PEi3ES I ‘- - - - - -
_-v-v--- l----------. -VI STA L A T E R A L H O R N O VI STA T R A N S V E R S A L
FIG. ZA: Dimensiones del c r i s o l .
P A R E D
L A T E R A L
f -380
__
1PARED
I
T R A N S V E R S A LIIIn
CJ /rn’
F I G . 2 5 : P a r t e s del c r i s o l .
110
La masa de zamak (densidad 6 700 Kg/m3 >
contenida en el crisol será:
mZ=j'Vt =(6 700)(0.0X!)= 147.4 Kg .
3.3.4 CONSUHO DE COHBUSTIBLE.
El combustible a usarse es gas doméstico. La
demanda de combustible se calcula en base a la
demanda de calor del horno, y para esto se hace
el siguiente balance de energía: el calor
liberado por el combustible en un horno es
igual 8 la suma del calor necesario para el
proceso de calentamiento más las pérdidas de
calor que tengan lugar en el horno, fig. 26.
El calor liberado por el combustible incluye el
calor de combustion, el calor sensible del aire
o del combustible precalentados. Se utiliza el
poder calorífico inferior del combustible.
El calor necesario para el proceso comprende el
calor absorbido por el material dentro del
horno. Las pérdidas de calor comprenden el
calor perdido en los gases de desecho, el calor
perdido por las paredes y aberturas.
1 1 1
Expresado lo anterior en forma de ecuacion se
tiene:
Q co = Qpr+ Q,, (3.8)
Q co = Qpr +(Q, + Qg > (3.9)
Donde:
Q :co calor liberado por el combustible,
(Kcal/hr)
Q Pr : calor necesario para el proceso, (Kcal/hr)
Q w : calor por pérdidas, igual a la suma del
calor a través de las paredes y el calor de los
gases de desecho, (Kcal/hr)
B,: calor perdido a través de las paredes,
(Kcal/hr)
Qg: calor perdido en los gases de desecho,
(Kacl/hr)
El calor perdido a través de las paredes ya fue
calculado en la secciún 3.32; es igual a:
Qp= 2 795.22 Kcal/hr
Se recomienda como factor de diseño que el
calor perdido a través de las paredes del
horno, Q,, sea del 1 al 10% del calor liberado
por el combustible, QCo.
112
Qco
F IG. 2 6 : Balbnce d e energía,
D I S C O
/ CUERPO
QPr
QPe
1 A G U J E R O D E
CONTRATUERCAS A L I D A
FIG. 27: buemodor p r o p o r c i o n a l t i p o i n s p i -radar.
íí3
Qp= O.lOQco (3.10)
Para un factor del í0%, el calor liberado por
el combustible será:
Q co = 27 952.2 Kcal/hr
Q co = m,,x poder calorífico inferior (3.11)
Donde:
ico : masa de combustible, Kg/hr.
el poder calorífico inferior del propano es ll
057 Kcal/Kg.
La cantidad necesaria de combustible será
entonces:
m,,= 2.53 Kg/hr
El calor perdido en los gases de escape viene
dado por la siguiente ecuación:
Qg= &o( l+G’ >cpg (T,-288.5'K) (3.12)
Donde:
mCo:gasto de combustible, Kg/hr.
G' : razón de aire a combustible, 15.68 Kg/Kg.
1 + G': razón de gases que abandonan la seccion
radiante a combustible quemado, Kg/Kg.
cPsl: calor específico promedio de los gases de
combustión entre T "K y 288.5 R. 0.28 Kcal/Kg
Oc.
Entonces:
Bs = 3 361.68 Kcal/hr
3.3.5 CALCULO Y SELECCION DEL QUEHADOR.
Los quemadores industriales son clasificados
así:
- Sistemas con dos tubos: comprende quemador
con chorro de aire, toberas mezcladoras, llama
luminosa, aire en exceso, deflector y tubo
radiante; para gas y aire a baja presión.
- Sistema de mezcla previa: el aire y el gas
son mezclados en un ventilador y alimentados a
través de un solo tubo.
- Mezcladores proporcionales a baja presión: el
aire y el gas se alimentan 8 presión y son
proporcionados automáticamente (el aire aspira
gas 0 el gas inspira aire).
115
La fig. 27 muestra un quemador proporcional
llamado inspirador el cual utiliza la energía
en el gas para inducir aire primario en
proporción al flujo de gas. Este es el único
tipo de mezclador que no requiere el uso de
ventilador.
El quemador que se eligió fue para gas propano,
operando a 0.14 Kg/cm*. El tipo de quemador es
llamado inspirador y el procedimiento de
selección es indicado por el fabricante. Como
datos para escogerlo se parte de:
- el gasto de combustible, m3 /hr. Se lo
calculo.
- el consumo de aire para la combustión, m3/hr.
El propano requiere 23.2 m3 de aire por cada m3
de gas.
- la presión de flujo del combustible, Kg/m*.
De acuerdo al flujo de aire para la combustiõn
y la presión de trabajo del gas, se busca en
una tabla el tamaño de quemador; en esta tabla
se indican las dimensiones del inspirador y el
diámetro de la boquilla que manejará el flujo
de la mezcla combustible-aire.
En la Bibliografía se indica el catálogo que se
usó para seleccionar el tamaño del quemador.
116
3.4 SISTEMA DE INYECCION.
Su función es introducir a presión en el molde el
metal fundido necesario para cada colada. sus
elementos principales, fig. 28 (a) y (b), son:
- la cámara de presión,
- la camisa de inyección, en la cual se desliza el
eríibolo de inyección,
- el émbolo de inyección,
- los elementos de acople émbolo inyector-émbolo de
accionamiento,
3.4.1 CAHARA DE PEWXON.
Como se indicó en el artículo 3.2, para
construcción de esta máquina se partió de
"cuello de gansa", con las dimensiones
indicadas en la fig. 13.
la
un
ya
El material recomendado para el cuello de ganso
es fundición gris; el escogido cumple con la
norma ASTM 30, que cumple con las
especificaciones indicadas en la tabla XI.
El procedimiento de fabricación fue por
- _- I
116
10 B E
CAM1 SA
C R I S O L -
CAMARA D EP RESION
(b)I,
F I G . 28: ( a ) E s q u e m a d e l S i s t e m a d e I n y e c c i ó n .
( b ) S i s t e m a d e Jnyeccdn.
118
fundician y maquinado, en las siguientes
etapas:
a> colada de la pieza en molde de arena;
b) limpieza de arena adherida, rebabas, etc.;
c) refrentado de la base, herramienta: widia.
Los parámetros de mecanizado fueron:
velocidad de corte: 20 m/min
profundidad de corte: 2 mm
velocidad de avance: 0.8 mm/rev
d) refrentado de la parte superior,
herramienta: widia. Parámetros:
velocidad de corte: 20 m/min
profundidad de corte: 2 mm
velocidad de avance: 0.8 mm/rev
e) cilindrado de cavidad interior, herramienta:
widia. Parámetros:
velocidad de corte: 40 m/min
profundidad de corte: 1 mm
velocidad de avance: 0.2 mm/rev
f) taladrado de tres agujeros de alimentación,
fig. 29, herramienta: broca de acero rápido.
Parámetros:
velocidad de corte: ll m/min
velocidad angular: 239 rev/min
121
cuello de ganso y dentro de ésta se desliza el
émbolo de inyeccion. Debe haber una holgura de
0.038 mm entre émbolo y camisa para un
fucionamiento adecuado.
La camisa estará sujeta a desgaste por
rozamiento y trabajará a 420" C. Para
construirla se escogió como material un acero
tipo SAE P20, con buena capacidad para el
maquinado, dureza uniforme en dimensiones
grandes. Su composición y propiedades mecánicas
están dadas en la tabla XII.
Fue torneada exterior e interiormente con
herramienta de widia, según los siguientes
parámetros:
desbaste
velocidad de corte: 40 m/min
profundidad de corte: 5mm
velocidad de avance: 1 mm/rev
Se taladraron tres agujeros de
afinado
60 m/min
1 mm
0.2 mm
alimentación,
herramienta: broca de acero rápido, diámetro 16
mm, con los siguientes parámetros:
velocidad de corte: 14 m/min
velocidad angular: 278 rev/min
Se recomienda que la camisa tenga una dureza
comprendida entre 45y 55Rc. Para ello, la
122
DES 1 GNACIONASSA B 7 1 8
COMERCIAL
C 0 . 3 6
COMPOSICION
QUIMICA
1 OI. 1
PROPIEDADES l
Resist l ncia a
I a Compres; ón(N/mm* A Kg/mm2)
R e s i s t e n c i a al a Fluenci c
(N/ mm2- Kg/mm2j
950 - 97
750 - 77 ,
A l a r g a m i e n t o1 ‘/o)
20
M ó d u l o E l á s t i c o
( N/mm2 - Kp/mm2 )3n ann
R e s i s t e n c i a a l
Impact 0( Kpm/cm 2 )
10
123
camisa fue templada en aceite, con lo cual se
alcanzó una dureza de 47 Rc, fig. 31.
La dilatación térmica exterior de la camisa
viene dada por:
(3.14)
Dorlde:
( ADca Ie : dilatación del diámetro exterior de
la camisa, mm.
(Dca Ie : diámetro nominal exterior de la camisa,
mm.
d: coeficiente de dilatación lineal, ( C) .
AT: diferencia de temperaturas, C .
El diámetro nominal exterior es 84 mm, es
igual a 1.37 x 10-'( OC)-' , SAE P20, y la
diferencia de temperaturas es 420' C. Evaluando
en (3.14) se tiene:
( NJ,, >p 0 . 4 8 3 mm
Entonces, el ajuste por dilatación térmica
entre la camisa y el asiento (cuello de ganso)
será:
nD= (DD,, >,-(DD,,>= 0.483-0.450x 0 . 0 3 3 mm
126
entonces:
Vi q 5.11 x 105 mm3
La masa máxima de zamak 5 8 inyectarse por
disparo, con un factor de carga del 70%, será
entonces:
mi = 2.39 Kg.
3.42 CALCULO DEL EHBOLO DE INYECCION,
El émbolo de inyección debe tener una holgura
con la camisa, para hacerlo fácilmente
desmontable de modo que pueda ser retirado
rápidamente durante los paros de la máquina.
El diámetro de este émbolo determina la presión
de inyección; en este caso se eligió 85 Kg/cmL
(8.33 x 105N/m2).
Se seleccionó como material para construir este
émbolo un acero similar al empleado para la
camisa, es decir, un acero SAE P20 con las
propiedades ya indicadas en la tabla XII. El
proceso de construcción fue el siguiente:
a) refrentado de la base; herramienta: widia.
127
Parámetros de trabajo:
velocidad de corte: 40 m/min
profundidad de corte: 5 mm
velocidad de avance: 1 mm/rev
W refrentado del extremo superior;
herramienta: widia. Parámetros de trabajo: los
mismos anteriores.
c)cilindrado exterior; herramienta : widia.
Parámetros de trabajo:
desbaste afinado
velocidad de corte: 50 m/min 70 m/min
profundidad de corte: 5 mm 1 mm
velocidad de avance: 1 mm/rev 0.2 mm/rev
d) torneado cónico; herramienta: widia.
Parámetros de trabajo:
desbaste afinado
velocidad de corte: 50 m/min 70 m/min
profundidad de corte: 5 mm 1 mm
velocidad de avance: 1 mm/rev 0.2 mm/rev
e> acanalado, para alojar los anillos de
compresión; herramienta: cuchilla de acero
rápido. Parámetros de trabajo:
velocidad de corte: 18 m/min
profundiad de corte: 1 mm
velocidad de avance: 0.2 mm/rev
Se seleccionó hierro dúctil como material para
los anillos del émbolo, debido a su
funcionamiento a 420°C.
La dilatación térmica del émbolo viene dada
por:
AD;= D;eAT (3.16)
Donde:
AD;: dilatación del diámetro del émbolo, mm .
D;: diámetro nominal del émbolo, mm .
o(: coeficiente de dilatación del émbolo, (OC)-'
AT: diferencia de temperaturasOC .
El diámetro interior es 64 mm, es 1.37 x l!&
OC)-', SAE P20, la diferencia de temperaturas es
420'C. Evaluando en (3.16) se tiene:
ADi= 0.368 mm
Se observa que existirá la misma dilatación del
émbolo y la camisa pues son de iguales medida y
material. La holgura que se le dio al émbolo
durante el mecanizado final fue 0.038 mm; y el
diámetro final es:
129
D;= 64 - 0.038 = 63.962 mm
3.4.3 CALCULO Y DIMENSIONAIKIBNTO DE ELEMENTOS ,
ADICIONALES.
Este apartado se refiere al dimensionamiento de
los elementos de acople entre el émbolo de
inyección y el vástago del cilindro hidráulico
de accionamiento. Este acople debe cumplir con
dos condiciones:
1) facilitar el desmontaje del émbolo de
inyección;
2) regular la altura del émbolo de inyección.
Este acople se realizó mediante dos elementos:
un elemento roscado sujetado al vástago
hidráulico, y un elemento inferior desmontable
lateralmente que sujeta al elemento roscado y
al émbolo de inyección, segur-k se aprecia en la
fig. 33.
La longitud de estos elementos fue dada
geométricamente, es decir, comsiderando e l
espacio libre entre el vástago hidráulico y el
émbolo cuando éstos están en la posición
superior máxima.
130
HIDRAULICO
E L E M E N T O
R O S C A D O
I ’ I
E M B O L O D E
[NYECCION
F J G . 3 3 : S u j e c i ó n y r e g u l a c i ó n del émbolo d ei n y e c c i ó n .
FE. 34: E l e m e n t o r o s c a d o .
131
El elemento roscado sirve para ajustar la
altura de inyeccion: cuando el vástago
hidráulico está retraído, el elemento es subido
o bajado de modo que el émbolo de inyección
deje libres los agujeros de carga. Cuando éstos
están libres el sistema está listo para
trabajar.
El elemento inferior sirve para retirar el
émbolo de inyeccion sin necesidad de desmontar
el cilindro hidráulico 0 el cuello de ganso.
Este elemento se coloca y se retira
deslizándolo lateralmente, sus cavidades son
suficientemente holgadas para poder hacerlo en
forma manual. Cuando ha sido retirado, el
émbolo de inyección puede ser subido y retirado
fácilmente.
Como material para estos elementos se escogió
también un acero SAE P20; aunque no están en
contacto con el metal fundido lo están con el
émbolo de inyección. El elemento más crítico es
el roscado pues tiene la menor sección
transversal. Se calculó su esfuerzo durante el
trabajo, y se lo comparó con la resistencia del
material. Las dimensiones están en la fig. 34.
La fuerza de inyección viene dada por:
í32
F;= pi A; (3.17)
Donde:
F; : fuerza de inyección, Kg.
pi : presión de inyección, Kg/cm?
A; : área del émbolo de inyección, cm*.
El diámetro del émbolo de inyección es 64
la presión de inyección se seleccionó en
Kg/cm2(sección 3.2). Evaluando en (3.17)
tiene:
F;= 2 733.1 Kg (26 784 N) .
El esfuerzo de compresión será mayor que el
tracción por dos razones: al inyectar metal
que vencer más resistencias, y el área
cilindro hidráulico es mayor.
El esfuerzo de compresión viene dado por:
a', = (4pF>/fih(d2- d: > (3.18)
mm,
85
se
de
haY
del
Donde:
p: paso de la rosca, mm
F: fuerza, Kg
h: altura de la tuerca, mm
133
d: diámetro nominal, mm
d,: diámetro menor, mm
La rosca es M16. Los valores correspondientes
al paso se obtienen de una tabla de roscas.
d = 16 mm
P = 2 mm
d,= d - p= 16 - 2= 14 mm
h = 80 mm
Evaluando en la ecuacion (3.18) tenemos:
dC = 1.45 Kg/mm' (14.25 x 10 N/mz>
El material tiene una resistencia 8 la
compresión S, de 97 Kg/mm2 (tabla XII). El
factor de seguridad es igual a:
N = 66.7
El elemento intermedio estará sometido a
tracción y compresión; como en el elemento
anterior el esfuerzo de compresión será mayor.
Este esfuerzo viene dado por:
6, = F/A (3.19)
134
Donde:
6, : esfuerzo de compresicn, Kg/mm'
F: fuerza sobre el elemento, Kg
A: sección Wansversal del elemento, mm2
La fuerza sobre el elemento es 2 733.1 Kg, y el
diámetro menor es 18 mm. Evaluando en (3.19) se
tiene:
d, = 2.68 Kg/mm'
Comparando con la resistencia del material se
tiene un factor de seguridad:
N = 36.2
3.5 SISTEHAS DE ACCIONAHIENTO DE INYECCION Y CIERRE DE
HOLDES.
En el articulo 3.1 se definieron las funciones de la
máquina, las dos últimas (inyección y cierre) se
realizan mediante movimientos de partes.
Los movimientos que se necesitan para el
funcionamiento de la máquina son dos: el de
inyección, en este caso en sentido vertical (máquina
de cámara caliente) y el de cierre de moldes, en
dirección horizontal. Esto se lo apreció claramente
136
de inyección fue fijada en 85 Kg/cm'(8.33 x 106
N/m')(secciSn 3.2).
Posteriormente se consideraron las tres
alternativas que se disponían para producir
esta presih y de aqui se seleccionó el medio
más conveniente.
1) Manualmente era muy dificil producir esta
presión elevada. Se tenian dos situaciones:
a) con una palanca de longitud adecuada al
manejo manual la presión que se obtenia era muy
baja; y
b) para obtener la presión requerida se
necesitaba una palanca muy larga, fig. 35.
(a) L = 1 m
pi = ?
L,= 0.36 m
F, = 30 Kg (294 N)
F;= F,,WL,) = 30(1/0.36)
Fi = 83.33 Kg
La presión de inyección que se obtendria es:
Pi = 2.59 Kg/cm2
Esta presión es muy baja comparada con la
requerida( 85 Kg/cm'):
%P = 3.05%
(b) L= ?
P, = 85 Kg/cm'
La fuerza de inyeccih será:
F; = 2 733.1 Kg
La longitud de palanca que producirá esta
fuerza será:
L- L,(F;/F,)= 0.36(2 733.1/30)
L = 32.79 m
Estas situaciones motivaron que se descarte la
alternativa manual para efectuar la inyección.
2) La otra alternativa era la naumática; en
efecto, después de las primeras máquinas
accionadas a mano, se utilizaron cilindros
neumáticos para accionar el émbolo de
inyección. El mayor inconveniente que se tiene
es que la máxima presión de trabajo con aire
FIG. 3 5 : E s q u e m a p a r a inyecc ión manual-
1 EM BOLOII1
t NEUMAlICO1 kI1
EM BOLO D E
INYECCION
FIG. 3 6 : Rel a c i oh d e dkmetros entre e’mbolosneumát ico y d e i n y e c c i ó n
139
comprimido es 8.5 Kg/cm', diez veces menor que
la requerida, 85 Kg/cm'.
Para compensar esta baja presión se podía usar
un cilindro de mayor diámetro pero entonces
surgían otros problemas: se necesitaba manejar
más caudal de aire y, a causa del esfuerzo de
inyección, no se tendría la presión requerida
en el émbolo de inyeccih porque el aire es un
fluido compresible. En la fig. 36 se aprecia
esta Situación. El diámetro del cilindro
neumático requerido es:
F,= F;
PnAn = p; A;
p,d2, = p; II; (3.20)
Donde:
P, : presión del cilindro neumático, Kg/cm'
d,: diámetro del cilindro neumático, mm2
pi : presión del émbolo de inyeccih, Kg/cm2
JI; : diámetro del émbolo de inyección, mm2
La presih neumática es 8.5 Kg/cm', y la de
inyección 85 Kg/cm'; el diámetro del 'émbolo de
inyección es 64 mm. Evaluando en (3.20) se
tiene:
d, = 202 mm
740
3) Con la Oleohidráulica se alcanzan presiones
de trabajo de 790 Kg/cmL. Se decidio entonces
que el medio oleohidráulico era el más adecuado
para accionar el émbolo de inyección.
Otro factor importante es que las velocidades
que se alcanzan con la oleohidráulica están en
al rango de 5 a 10 m/s, que se corresponden con
las velocidades recomendadas para inyección ( 1
8 10 m/s>. Todo esto coincide además con lo
indicado en el artículo 3.1, es decir, que hoy
en día casi todas las máquinas son accionadas
hidráulicamente.
Para el cierre de moldes también habia las tres
alternativas ya mencionadas. La alternativa
manual podia realizarse mediante variantes
como: pifión-cremallera, tornillo de rosca
cuadrada o mediante sistema de palancas.
Debido al tamafio de la máquina y a la alta
presión de trabajo, la única alternativa
posible era el tornillo de rosca cuadrada,
capaz de resistir las altas fuerzas que se
originarian.
Las principales desventajas de esta variante
consisten en que: se necesitaria un elevado
í42
Una vez seleccionado el cierre de moldes
mediante oleohidráulica habia que decidir entre
las dos alternativas que se tienen. En efecto,
se conocen dos variantes de mecanismos de
cierre de moldes: el uno es llamado “cierre de
fuerza, el cual se consigue exclusivamente
mediante la accion directa de un esfuerzo
hidráulico; el otro es llamado "cierre de
formau, que se realiza mediante un bloqueo o
barrera mecánicos que se accionan con una
reducida fuerza.
En el primer caso se tiene un cilindro
hidráulico de gran diámetro que realiza el
cierre de moldes, fig. 37. El mayor
inconveniente es que la fuerza de cierre sólo
depende del diámetro del émbolo y de la presión
de accionamiento. Si la fuerza de reacción del
molde sobrepasa la fuerza de cierre, el émbolo
de cierre se retira inmediatamente y el molde
queda descomprimido.
Además, para su desplazamiento se necesita un
gran caudal lo que requiere de una bomba de
gran capacidad y causa un movimiento
relativamente lento.
Como ventajas se pueden mencionar: rápida
143
M O L D E
CILIN,DROCJ ERRE
\
FJG. 3 7 : C i e r r e d e f u e r z a .
FIG. 38 : C ie r re d e f o r m a , t i p o p a l anca s im-
ple acodada.
e-m -- --,
FIG. 39: Variante d e l t i po a palanca s imp le .
144
adptación a los espesores del molde, dentro de
los límites admitidos; una mayor carrera de
apertura, en comparación con los cierres de
palanca.
Con variantes, este sistema se
preferentemente en máquinas grandes en
la rapidez de cierre no es un
importante.
utiliza
las que
factor
La otra variante, llamada cierre de forma, está
compuesta por un mecanismo cinemático.
Proporciona un cierre perfecto del molde, y el
esfuerzo que desarrolla el eslabón motriz es
mínimo. A la vez, existen dos tipos de
combinaciones para el cierre de forma: la una
es llamada sistema de palanca simple acodada y
la otra es llamada sistema de palanca doble
acodada.
El sistema de palanca simple está ilustrado en
las figs. 38 y 39; en ambos casos, el cierre se
obtiene cuando las palancas están extendidas.
Se observa que el mecanismo es accionado por un
cilindro hidráulico pequeño. En (a) la admisión
de presión se mantiene incluso con el molde
cerrado, a fin de evitar que la palanca acodada
pudiera retirarse de su posición final, que no
es de punto muerto. En (b) el mecanismo se
mantiene cerrado solamente por la acción de las
palancas pues se ha superado el punto muerto.
Este sistema presenta como inconveniente el no
permitir siempre una apertura suficiente del
molde debido a la obstrucción que ocasionan las
palancas cuando están replegadas.
La otra combinación, de doble palanca acodada,
fig. 40, tiene brazos más cortos, los mismos
que se pueden replegar dentro de un espacio más
reducido. Además, en posición cerrada, las
palancas extendidas están en posición de punto
muerto con lo que no se necesita que el
cilindro de accionamiento esté 8 presión, es
decir, está interrumpida la fuerza que acciona
el mecanismo. El molde se mantiene cerrado
gracias a una fuerza interna que surge como
resultado de la deformación elástica de los
eslabones.
Este sistema ha obtenido gran aplicación
gracias a las ventajas obtenidas en fuerza con
relación al esfuerzo que desarrolla el
accionamiento propiamente dicho, velocidad
media de cierre elevada, cierre suave Y
146
FIG. 4 0 : C i e r r e d e f o r m a : t i p o p a l a n c a d o b l e a c o -dada. .
C I L I N D R O
IDRAULICO
EM BOLOÍNYECCI
D EON
FIG. 4 1 : M e c a n i s m o d e i nyeccick
147
reducido peso.
Como se ha visto, este último sistema presenta
mayores ventajas sobre los anteriores, es más
simple de construir y de accionar y está
indicado para máquinas medianas y pequeñas.
Este fue el sistema que se decidió escoger para
accionar el cierre de moldes.
3.5.2 CALCULO DEL HECANISklO DE INYECCION.
En esta sección se calculó básicamente el
tamaño del cilindro hidráulico para accionar el
émbolo de inyecciûn. Las condiciones iniciales
de las cuales se partió fueron:
- presión de inyección: 85 Kg/cm2
- diámetro del émbolo de inyección: 64 mm
- presión hidráulica de servicio: 93 Kg/cm' .
Puede ser regulada.
En la fig. 41 se aprecia un esquema del
mecanismo de inyección.
Primero se calculó el diámetro el cilindro
hidráulico. La fuerza de inyección F, se
calculó en la sección 3.4.3; es igual 8:
F,= 2 733.1 Kg
148
El rendimiento mecánico de un cilindro
hidráulico es 0.95, por tanto, la fuerza F, que
se necesita ejercer por el cilindro hidráulico
es igual 8:
F, = F,/0.95 = 2 876.95 Kg
Esta fuerza de empuje del cilindro de
accionamiento es igual al producto del área
interior del cilindro, A, , y la presión
hidráulica de servicio, P, , es decir:
F, = P,A, = P,TD:,'4 (3.21)
Donde:
F, : fuerza ejercida por el cilindro hidráulico,
Kg
P, : presión hidráulica de servicio, Kg/cm*
D, : diámetro del cilindro hidráulico, cm
Evaluando en (3.21) se tiene el diámetro D,
requerido:
D, = 6.3 cm (63 mm)
Después se calculó el diámetro mínimo del
149
vástago de accionamiento.
El vástago se lo calcula como columna pues el
mayor esfuerzo ocurre cuando inyecta, es decir,
cuando está sometido a compresibn y pandeo. La
carga se manifiesta sin exceder el límite de
proporcionalidad, es decir, en régimen
elástico. Por tanto, se recomienda usar la
fûrmula de Euler para el diserio de columnas:
PC l = ndEI/12(3.22)
Donde:
PC l : carga critica que produce pandeo, Kg
n: constante de condiciones en extremos (se
recomienda usar n= 1)
E: módulo de elasticidad, Kg/cm'
1: longitud de la columna, cm
La longitud de la columna se toma como 18 cm
(160 mm), igual a la carrera de inyección, fig.
42.
Se consideró un factor de seguridad N = 4.
Entonces, la carga critica que producir8 pandeo
es igual 8
P C l = NF z 4(2 876.95)
150
PC l
= ll 507.8 Kg (112 776.4 N)
Para un acero al carbono, E = 2 100 x 10 Kg/cm'
. Evaluando en la ecuación (3.22) se tiene el
diámetro mínimo del vástago hidráulico:
d= 1.30 cm (13 mm)
Este es el diámetro minimo del vástago
hidráulico. Como el elemento roscado calculado
en el articulo 3.4.3 tiene una rosca M16, se
escogio como diámetro del vástago 32 mm, para
alojar dicho elemento.
3.5.3 CALCULO DEL HECANISHO DE CIERRE DE NOLDES,
El cálculo del bastidor se muestra en el
apéndice C. En esta sección se dimensionan los
elementos (eslabones Y ej=> que componen el
mecanismo de cierre.
El mecanismo de cierre debe soportar las
fuerzas que se producen en las mitades del
molde al finalizar la inyección. Esta fuerza de
reacción depende de la presión de inyección y
del área proyectada de la pieza colada (pieza y
151
l
FIG. 4 2 : M o n t a j e del c i l i n d r o hidráuli c o d ei nyección.
F I G . 4 3 ; F u e r z a s que a c t ú a n e n el mecanismod e c i e r r e ,
í52
sistema de alimentacion); , es dificil calcular
con precisión el valor de esta fuerza debido al
aspecto dinámico de la inyección, las pérdidas
de presiùn (rozamiento, solidificación parcial,
etc.).
Sin embargo, se parte de la premisa de que la
fuerza de cierre debe ser superior a la fuerza
de reacción, a fin de evitar con toda seguridad
que se abra el molde durante la colada, fig.
43. Por esto se introduce un factor de
seguridad en la fuerza de cierre, se lo
recomienda en un rango entre 1.2 y 1.3.
Una vez determinada la nueva fuerza nominal de
cierre se calculó. el tamaño de los eslabones
que componen el mecanismo de cierre. Este es
similar al mostrado en la fig. 40 (sección
3.5.1). Las longitudes fueron asignadas
geométricamente, es decir, dimensionadas para
que cumplan los movimientos requeridos de
apertura y cierre; se fijó la carrera de
apertura en 120 mm .
Como material para construir estos elementos se
seleccionó plancha de acero SAE 1010, con una
resistencia a la fluencia Sy de 26 Kip/pul'(l.8
x 10'N/m2). Los espesores que se disponian eran
153
20 y 38 mm. Se calculó lo siguiente:
1. ancho mínimo de los eslabones;
2. diámetro de los ejes o pines;
3. fuerza mínima necesaria para impulsar el
mecanismo.
1. Ancho mínimo de los eslabones.- En las figs.
44 y 45 se aprecia una vista parcial del
mecanismo en posición cerrada; el mecanismo es
simétrico. Este mecanismo estará sometido a
esfuerzos fluctuantes repetidos: serán máximos
cuando esté cerrado y nulos cuando esté
abierto. Puede esperarse una falla por fatiga
de algún elemento.
Las ecuaciones generales que se aplican para
diseño por fatiga son:
se = 0.50sut (3.23) Sut$l 400 x 106N/m2
se= ka kb kt kd ke kf ‘é
Donde:
sé : resistencia 8 la fatiga de la muestra de
viga rotatoria; N/m2
s, : resistencia 8 la fatiga del elemento
154
E S L A B O N (*)E X T R E M O
S O P O R T E ,
F I J O
E S L A B O N I 2 )M E D I O
SOPOR1 EM O V I L
C R U C E T A
F I G . LI= Mecanismo de cierre en p o s i c i ó n cc-rrada.
F I G . L5: V i s t a d e l m e c a n i s m o d e c i e r r e .
í 56
Resist enci a a IO tensión, Sut, kiplpul*
0.6 0.8 1.0 112 1.4 1.6r 1 .,, .
P u l i d o Esmertlado II IlII
t e
0" 0;IL
0.1
060 80 100 120 íL0 160 180 200 220 2450
Resistencia a l a tensión, S,t, kip/pu12
FE. L6: F a c t o r e s d e m o d i f i c a c i ó n d e a c a b a d os u p e r f i c i a l p a r a el acero, ka .
Suc sYc ‘0bm Sy.t S”t
Esf ucrzo Medio
FIG. 47: Diagruma d e Fat ig a .
158
T A B L A X I I I
F A C T O R E S D E C O N F I A B I L I D A D k , , C O R R E S P O N D I E N T E S A U N A DESVIA -
CION ESTANDAR DE 8 ./. DEL LIMITE DE F A T I G A .
C O N F I A B I L I D A D , RV A R I A B L E F A C T O R D E
ESTANDARIZADA, C O N F I A B I L I D A D ,
ZR kc
0.50 . 0 1,000 I
0 . 9 0 l-288 Oe
0 . 9 5 1,645 0.868
0 . 9 9 2.326 0.01 L
1 , 9 9 9 3.091 0.753
0 . 9 9 9 9 3.719 0.702
0 . 9 9 9 9 9 4.265 0 . 6 5 9
0 . 9 9 9 9 9 9 4,753 0,620
0 . 9 9 9 9 9 9 9 5.199 0.58L
0.999 999 99 5.612 0.551I
0.520
f-
159
1
‘12 F,; t
I---1
4 I I-- ’
C’! l1
,I
l,5. ‘1- - 1 .
‘ft Fc;
J
‘h F,; ‘/EI Fc;
FIG, 4 8 : F u e r z a s q u e a c t ú a n s o b r e l o s esla -boncs.
AZ 0.038h m 2
D
F I G . 4 9 : S e c c i ó n t r a n s v e r s a l del e s l a b ó n ,
160
6 max = Fci/8A q 2.93 x 106,'h
Evaluando en (3.25) y (3.26) los esfuerzos de
amplitud, da, y medio, dm, son:
Ga = 1.46 x 106/h
dm = 1.40 x 106/h
La relaciún entre esfuerzos es:
d, /d, = 1
Las resistencias y esfuerzos se relacionan en
un diagrama de fatiga, fig.50, con valores para
compresión.
De la fig. 50, S,= 0.9 x 10'N/m2
Para un factor de seguridad N=3, se tiene:
da \( Sa/N
1.46 x 106/h<0.9 x 10*,'3
hs0.048 m (48 mm)
El espesor seleccionado es 0.048m (48 mm)
161
d-g-
as IdO0 N/m*
E s f u e r z o medio
F I G . 5 0 : D i a g r a m a d e F a t i g a p a r a l o seslabones.
u-4:.-c3
L Ab.
0m.8 P3 (-Al,
---ee-
er
CI \I \D
WI, Relac ión dee s b e l t e z , I/k
F I G . 5 1 : Criter i o s d e D i s e ñ o d e cohmnas.
162
Cuando el mecanismo está cerrado los eslabones
y las manivelas están sometidos a compresión;
como son suficientemente largos con respecto 8
su ancho, la falla posible que podría ocurrir
sería por pandeo. Por esto, se usa la teoria
del diseño de columnas para verificar la
seguridad de funcionamiento.
El máximo valor de fuerza P que puede soportar
un elemento antes de fallar por pandeo se
conoce como la carga crítica, PCr * Por esto, el
criterio de seguridad consiste en comparar la
carga real P con la carga critica P,, .
Existen dos fórmulas: la de Euler y la de J. B.
Johnson. La fórmula de Euler sólo considera la
relación de esbeltez l/k y el módulo de
elasticidad E: se aplica para columnas largas.
La fórmula de J. B. Johnson considera la
resistencia 8 la fluencia S, del material: se
usa extensamente en los campos del diseño de
máquinas, automóviles, aviones y estructuras de
acero. En la fig. 51 se aprecian estas
relaciones.
Cuando (l/k) es mayor que (l/k), se emplea la
ecuación de Euler. Las ecuaciones 8 emplear en
este caso son las siguientes:
164
Los es labones medios trenen las d :i. m en s i CI n e s
indicadas e n la f i g . 5 2 .
Frimerr~ s e e v a l ú a n J-as c o n s t a n t e s a ( 3 . 2 8 ) y h
( 3 . 2 3 ) :
a = sy z 1 . 8 x 10*N/m*
b = 3 970
Para el rectángulo: k= 0.0139 m
Evaluando en W2V, la carga crítica será
entonces:
P = 32.8 x 10'NC l
La carga de trabajo P es igual a 1/8 FC; .
Entonces, el factor de seguridad N será:
N = PCr /P = 3.1
Los eslabones extremos tienen las mismas
dimensiones que los medios, sólo varia su
espesor, de 0.020 m.
Evaluando en (3.27), la carga critica es igual
8:
165
P = 17.3 x 10LNCC
El factor de seguridad N es igual a:
N = PC, /P = 1.6
Las manivelas tienen las dimensiones indicadas
en la fig. 53. La carga critica es igual 8:
PCr
= 3.3 x 10'N
la carga de trabajo P que soporta cada manivela
es 1/6 F,; :
P= 1.42 x 10'N
El factor de seguridad N es igual a:
N = Per /P = 2.3
2. Diámetro de los ejes o pines.- También están
sometidos a esfuerzos fluctuantes (de corte),
por tanto, se usb un criterio de fatiga para
calcularlos.
Se usaron las mismas ecuaciones Y
FIL 52: Eslabón m e d i o .
l 192Y1
FIG, 5 3 : M a n i v e l a .
W2)Fc
I
h3
I(1/2) Fc¡
3
I (ll21 Fc;3
queCompI .es; ’
Br
U
438;
166
FIG. 54: D i a g r a m a d e c u e r p o libre d e l pin,
168
Entonces, ‘evaluando en la ecuación (3.24) se
tiene:
s, = 1 . 4 5 x 1Q8N/m2
El esfuerzo cortante máximo,Tmáx, es:
rmáx = F/A
Donde F es 1/6 FC; , y A es la sección
transversal del pin. Entonces:
Tmáx = F ci/6Vd2
Reemplazando valores tenemos:
Tmáx = 4.52 x 10L/d2
Los esfuerzos cortantes medio, Tm, y de
amplitud, Ta, son:
Tm = ( Tmáx+ Tmín>/Z (3.31)
Tm = 2.26 x 10'/d2
Ya = ( Tmáx- Tmín>/Z (3.32)
169
7a = 2.26 x 10'/d*
La teoría de la energía de distorsión, aplicada
8 esfuerzos cortantes en fatiga proporciona una
prédicción de falla más precisa. Se tiene
entonces:
S se = 0.577s, (3.33)
Donde:.
S se : resistencia de fatiga al corte.
Para un factor de seguridad N' = 3, se tiene:
2.26 x 10&/d*= (0.577*1.45 x 10*)/3
d = 0.02846 m (28.46mm)
Se escogió d = 31.75 mm
3. Fuerza mínima necesaria pra impulsar el
mecanismo. Fue calculada gráficamente; se hizo
un análisis de fuerzas estáticas con el
mecanismo en posición abierta. Se consideraron
como resistencias a vencer
rozamiento generadas por:
- la placa portamoldes;
- la cruceta de empuje.
El diagrama de cuerpo libre
las fuerzas de
para la placa
portamoldes se muestra en la fig. 55, donde:
F: fuerza mínima que mueve la placa;
f,: fuerza de rozamiento estático;
W: peso de la placa y el molde;
R: reacción normal de la placa;
rs : coeficiente de rozamiento estático;
El análisis de fuerzas es:
ZFx = 0 (antes de moverse)
F = f, (3.34)
ZFy = 0
N = w
por definición: f q l-',N
reemplazando en (3.34):
(3.35)
F =&N pero N= W
F = ,Wr (a)
í71
mal de
F1G. 5 5 : D i a g r a m a d e c u e r p o l i b r e : P l a c ap o r t a m o l d e s (mÓvil ).
f,- -
F---c
ll
1
N’
-’f,- w
t N’
HG. 5 6 : Diagrama d e c u e r p o Iibre: C r u c e t a
172
El diagrama de cuerpo libre para la cruceta se
muestra en la fig. 56.
ZFx = 0
F '= Zf, (3.36)
XFy = 0
N '= W'/Z (3.37)
pero F'=2fS = Z&N'
F'=Z&N'
'-F - P sW'
Entonces, la fuerza minima Fsa que tiene que
vencer el mecanismo para empezar a moverse es:
Fsas F + F'= &(W + W') (3.38)
Del Manual de Marks, Tabla 1, Seccihn
Rozamiento:
rS = 0.51 (bronce sobre acero)
El peso aproximado de la placa móvil es 132.5
Kg, y el del molde es 16.9 Kg. Entonces,
evaluando en (3.37) se tiene la fuerza minima a
vencer:
174
II1
\\
lW
z
CAPI?JXJLO I V
IPRUERAS
4.1 PRUEBAS DE ALINEACION DE PARTES
Los componentes de la máquina fueron mecanizados,
básicamente, en Torno y Fresadora. Se hicieron
pruebas para la máquina según dos Sistemas.
Sistema de inyección: los componentes mecanizados
fueron:
- la cámara de presión;
- la camisa;
- el émbolo de inyección.
Para comprobar la concentricidad del torneado se
utilizó un comparador de carátula de división minima
0.01 mm y un error de 0.005 mm.
La perpendicularidad (entre torneado y refrentado) se
comprobó con una escuadra de precisión.
La longitud final de émbolo y camisa fue verificada
176
con url mármol y un calibrador vernier, fig. 58.
Igualmente se comprobó la alineación y centrado entre
el cilindro hidráulico y el émbolo de inyección. Para
ello se usó una escuadra de precisión y un calibrador
vernier.
Todo esto fue verificado respecto a su funcionamiento
cuando se montó el circuito hidráulico y se
realizaron pruebas en vacío.
Sistema de cierre: los componentes que se mecanizaron
son:
- las placas (refrentado y fresado);
- los eslabones (fresado);
Los aspectos más críticos que se comprobaron fueron:
los diámetros de los agujeros (en las placas y en los
eslabones) y las distancias entre centros.
Las caras anchas de las placas fueron refrentadas; su
paralelismo fue comprobado con un comparador de
carátula. sus bordes fueron fresados, y su
perpendicularidad fue comprobada con una escuadra de
precisión.
Los cuatro agujeros de las tres placas por donde
pasan las columnas fueron realizados en la Fresadora
Holke TE, de Control numérico, fig. 59.
178
Así mismo, los eslabones fueron fresados exterior e
interiormente (agujeros).
Durante el ensamble hubo que nivelar el sistema de
placas: se utilizaron lainas de cobre para lograr la
'horizontalidad de las bases sobre la mesa de trabajo.
Se usó un nivel de burbuja y una regla de ingeniería,
como se aprecia en la fig.60.
El sistema de cierre fue armado en en posición
abierta, y con una gata hidráulica se desplazó la
placa móvil, como se aprecia en la fig. 61. Fue la
primera prueba que se hizo del sistema de cierre.
Cuando se montó el cilindro hidráulico también se
realizaron pruebas de movimiento en vacio, se
comprobó las distancias entre placas y el movimiento
de la placa móvil. No se realizó ningún ajuste
posterior al sistema.
Debe indicarse que todos los elementos de los
sistemas de inyección y cierre fueron sometidos a
control de calidad, realizado en el Laboratorio de
Metrología.
4.2 PRUEBAS DE PRESION,
El sistema hidráulico de la máquina fue calculado y
montado por el Ing. Miguel Toral. En el Informe
Técnico respectivo consta el detalle de pruebas
hechas al sistema.
Como datos importantes deben mencionarse los
siguientes:
- la presion de trabajo era la indicada (85 Kg/cm').
- el estado general del circuito hidráulico era bueno
(pocas fugas que fueron reparadas).
- el bloque de mandos permitía realizar los
movimientos de los cilindros hidráulicos.
4.3 PRUEBAS DE TEHPERATURA.
Se realizaron con el objeto de medir la temperatura
en las paredes exteriores del horno. Para esto se
empleó un termõmetro digital OMEGA 871, con una
termocupla tipo K, como se aprecia en la fig. 62. El
procedimiento seguido fue:
Se encendieron los quemadores y se tomo lecturas de
la temperatura exterior de la pared del horno cada 15
minutos durante una hora. Los resultados fueron:
- a los 15 min.: 40OC
- a los 30 min.: 50'C
- a los 45 min.: 62'C
- a los 60 min.: 65'C
La temperatura interior en el crisol fue tomada hacia
181
elfinal de la prueba, es decir, a los 60 min, y d
unia lectura de 600OC. Debe indicarse que el cris
estaba vacío.
Orniginalmente la chimenea estaba sin aislamiento, p
lo1 que se tuvo una elevada disipación de calor hac
la. zona de trabajo y hacia el cilindro hidráulico
inyección. Se decició aislarla; se utilizó lana
vidrio con un espesor de 50 mm.
Los resultados obtenidos fueron satisfactorios pu
no se pierde demasiado calor por las paredes, y
temperatura necesaria para fundir la aleación zam
es 420OC.
io
01
lar
lia
de
de
es
la
ak
FIG. 62 : Medición d e \a t e m p e r a t u r a e n l ap a r e d e x t e r i o r d e l h o r n o
182
4.4 PRUEBAS DE FUSION E INYECCION.
Estas pruebas fueron simuladas pues, debido a falta
de recursos econûmicos no se pudieron comprar los 147
Kg de zinc necesarios para cargar el crisol.
Para simular estas pruebas se usó una mezcla de ceras
(70% parafina, 10% carnauba y 20% ácido esteárico).
La carga total fue 20.5 Kg, y tardó 10 min en
fundirse totalmente, a una temperatura de 100OC.
Se realizaron varias inyecciones de prueba, y se
comprobó que se logra:
- el llenado de la cámara de presión,
- la inyección propiamente dicha, y
- el llenado del molde.
Es decir, funcionó el circuito hidráulico de llenado
de metal.
Se presentó una fuga de material por el plano de
junta del molde pero, esto se debió a un mal ajuste
en el cierre del molde.
Como el material empleado para la inyección no era el
correcto, no se pudieron variar parámetros de
funcionamiento (temperatura de inyección, del molde,
tiempo de enfriamiento, etc.).
CAl?ITULO V
E V A L U A C I O N E S Y C O N C L U S I O N E S
EVALUACIONES
1. El armazón de la máquina es muy robusto.
2. La placa móvil no tiene graseras para lubricación:
ésta debe hacerse manualmente sobre las columnas.
3. La placa estacionaria no tiene un sistema que permita
desplazarla.
4. Los cilindros hidráulicos están sobredimensionados en
su longitud de carrera.
5. Las líneas hidráulicas del cilindro de cierre no deben
ser rígidas, pues impiden el desplazamiento de la placa
estacionaria.
6. Las líneas hidráulicas del cilindro de inyección,
debido a la ubicación actual, dificultan el trabajo y
184
observación del operario.
7. Los quemadores funcionan deficientemente cuando se los
alimenta al mismo tiempo desde una única botella de gas.
8. La velocidad de inyección actual es demasiado lenta.
9. El diámetro del émbolo de inyección respecto 8 la
camisa está un poco ajustado.
10. Se tiene llama en el inicio de la chimenea.
CONCLUSIONES
1. El armazón puede ser hecho de perfiles estructurales;
tendria las adecuadas: resistencia y rigidez, y
disminuirían su costo y peso.
2. Se debe dotar de graseras a la placa portamoldes
móvil, y a los eslabones.
3. Se necesita un mecanismo que permita desplazar la
placa estacionaria y regule la altura del cierre del
molde.
4. Los cilindros hidráulicos deben ser más cortos. Asi se
tendria un funcionamiento más eficiente al acortar el
recorrido y disminuir el consumo de energia.
185
5. Se debe usar mangueras hidráulicas en el lado del
cilindro de cierre, de ese modo se puede desplazar el
mecanismo de cierre y ajustarlo a moldes diferentes.
6. Las líneas hidráulicas del cilindro de inyección deben
ir del lado opuesto al del operario. Se tendría facilidad
de maniobra.
7. Se debe alimentar cada quemador desde una botella
independiente de gas.
8. Se necesita aumentar el juego entre el émbolo de
inyección y la camisa (más de 0.04 mm). También puede
cambiarse su diseño.
9. La camisa debe ser fácilmente recambiable: asi se
facilitaría su desmontaje en caso de agarrotamiento del
émbolo de inyección..
10. El horno debe ser más alto para el recorrido de llama
que se tiene. Asi se tendrian menos pérdidas de calor en
los gases de escape.
ll. Se necesitan válvulas para regular la maniobra de la
máquina. Válvulas reguladoras de presión: para variar la
presión de inyección sin variar la de cierre; válvulas
reguladoras de velocidad: para variar la velocidad de
inyección.
12. Hace falta un acumulador hidráulico para obtener la'
APENDICES
189
A/C = 20.38 Ib aire/lb C,H,
La cantidad de productos de combustión sera:
20.38 + 1 = 21.38 Ib prod./lb C,HB
2. El consumo de combustible (Secciún 3.3.4):
Ii& = 2.53 Kg/hr = 5.57 lb/hr
Entonces, el flujo de productos será:
6 = 5.5WZl.38 = 119.09 Ib prod/hr
3. La temperatura promedio de los gases se estimó en 300'
C (Sección 3.3.4).
4. La velocidad de salida de los gases está recomendada
entre 25 y 30 pies/seg.
La sección de la chimenea se calcula de la ecuación de la
continuidad:
m, = PA9 2. (a-1)
la densidad se calcula de la ecuación de los gases, donde
la presión es 14.7 lb/pul , R es 53.3 (lbfpie)/(lb,"R) y
T es 1 032'R(300'C).
190
?9= 0.0385 lb,/pie3
Evaluando mg, rg y vg en la ecuaciûn (a-l) se tiene:
A = 0.0286 pies'
De donde el diámetro es igual a:
D= 275.6 mm
La chimenea usada tiene 210 mm de diámetro, y una altura
de 2 m. Para una presión atmosférica de 26 PuU de Hg,
una temperatura del aire de 30OC y una temperatura de los
gases de 300OC, se obtiene un tiro de:
1.36 x li31b/pulz o 0.0375 pu1 H,O.
APENDICE B
CALCULO DEL SOPORTE DE INYECCION
Se le dio forma trapecial: la base es más ancha para
facilitar la extracción del émbolo de inyección; la 'parte
superior es más pequeRa para alojar el cilindro
hidráulico. Se lo aprecia en la fig. 63.
El dato del cual se partió es la fuerza de inyección Fi,
igual a 2 733.1 Kg (6 012.8 Lb)(sección 3.4.3).
La placa inferior está sometida a flexión causada por la
fuerza de inyección que la transmite la cámara de
presión. Su condición está ilustrada en la fig. 64.
El momento flector para una placa rectangular viene dado
por:
Mmáx = 0.119 POa2 (b-1)
Donde:
Mmáx : momento flector máximo, Lb pulg
P, : carga por unidad de longitud, Lb/pulg
192
jo\ , P L A C A
1 NFERlOR
d
F I G . 6 3 : S o p o r t e de inyccc i Ón .
R
F I G . 6 4 : D i s t r i b u c i ó n d e cargas en la p l a c a
i n f e r i o r .
193
8: ancho de la placa, pulg
La placa tiene una ancho a = 9.4 pulg, Y la carga se
distribuye a lo largo de 10 pulg. Evaluando en la
ecuación (b-l) se tiene:
Mmáx = 6 322.6 Lb pulg
El esfuerzo por flexión viene dado por:
d máx =Mmáx ‘II (b-2)
Donde:
6 .máx- esfuerzo normal por flexión máximo, Lb/pulg2
c: distancia desde el eje neutro a la superficie de la
placa, pulg.
1: momento de inercia de la sección transversal de la
placa, pulg4
Para esta placa c = t/Z. Evaluando en la ecuación (b-2)
tenemos:
6 máx= 4 035/t2Lb/pulg:
Este elemento está sometido a esfuerzos fluctuantes
repetidos, como se muestra en la fig. 65. Entonces, se
aplican las ecuaciones de fatiga definidas en la sección
194
3.5.3. Se escogió como material un acero SAE 1010, con
una resistencia a la fluencia Sy de 26 Kip/pulg2.
Evaluando en la ecuación (3.24) la resistencia S' es:
s; = 13 000 Lb/pulg'
Los factores de modificación son:
k, = 1 (no aparece en la fig. 46)
kb= 0.85 (flexión y torsión, 0.30 < d < 2 pulg)
k, = 1 (confiabilidad 50%, tabla XIII)
k,= 0.44 (temp. 500°C). k,= 620/(460 + T)
se= 4 862 Lb/pulg
Como son esfuerzos fluctuantes:
dQ = dm&/2 = 2 017/t2 Lb/pulg2
6, = dmáx/2 = 2 017/t2 Lb/pulg2
La relación de esfuerzos es:
Del diagrama de fatiga de la fig. 66 se tiene:
í 96
Tiempo
F]G, 65: E s f u e r z o r e p e t i d o .
\N w.
..
..
SYt %Jt
E s f u e r z o m e d i o
FIG, 6 6 : D i a g r a m a d e F a t i g a , p laca in fe r i o r .
Se
S,X 800Lblpu12
sYt %tE s f u e r z o m e d i o
FIG, 67 : D iag rama de F a t i g a , sol dadur a.
b: lado menor del rectángulo, pulg.
d: lado mayor del rectángulo, pulg.
h: garganta de soldadura, pulg.
Para el soporte las dimensiones son b = 9.4 pulg.; d = 17
pulg. La garganta h = 0.2 pulg. M = 36 076.8 Lb.pulg.
Evaluando en las ecuaciones (b-3) a (b-5) tenemos:
d,= 1012 lb/pulg
dm At/2 z 506 Lb/pulg
Como las juntas estarán sometidas a esfuerzos de fatiga,
se tiene:
k, = 0.7 (de la fig. 46)
k,= 1
k,= 1
kd= 0.44
Para electrodos 60XX la resistencia a la fluencia Sy es
50 Kip/pulg2 . Entonces:
sé = 0.50 Sy= 25 000 Lb/pulg'
se= 7 700 Lb/pulg:
A P E N D I C E C
CALCULO DEL BASTIDOR
a) DIAMETRO DE LAS COLUMNAS.
La fuerza nominal de cierre fue fijada en 100 toneladas
(90 909.1 Kg o 8.91 x 105N). Las columnas están sometidas
a esfuerzos normales de tensión, tipo esfuerzo repetido:
máximo durante la inyección y nulo durante la apertura.
En la fig. 68 se aprecian el bastidor y la máquina
construida.
Cada columna soporta la cuarta parte de la fuerza total,
entonces, el esfuerzo para cada columna viene dado por:
6= F/A = F/rrd' (c-l)
Donde:
d : esfuerzo de tensión, Kg/cm'
F: fuerza de tensión, Kg
d: diámetro de la columna, cm
200
Evaluando en la ecuacion (c-l) se tiene el esfuerzo de la
columna:
d= 28 951.94/d2Kg/cm2
El esfuerzo medio es igual al de amplitud, es igual a:
Cfa= 14 476/d2Kg/cd
El material seleccionado es un acero SAE 1040, con una
resistencia 8 la tensión Sut = 2 959 Kg/cm'. Usando las
relaciones de fatiga definidas en la Sección 3.5.3 se
tiene:
Sé = 1 479.5 @/cm'
Los factores de modificación son:
kcl = 1 (no aparece en la fig. 46)
kb = 1 (no hay flexión ni torsión)
kc = 1 (confiabilidad 50%)
kd = 1 (no hay efectos por temp.)
ke = 1 (no hay muescas ni ranuras)
kf = 1 (no hay efectos diversos)
Entonces:
% = 1 479.5 Kg/cm2
201
FIG. 68 ‘. Maquina d e F u n d i c i ó n a Presión :Bastidor .
S a= 13 OO Kg/ctrf
sY Sut
Esfuerzo medio
F I G . 69: D i a g r a m a d e F a t i g a : c o l u m n a s ,
202
Del diagrama de Fatiga de la fig. 69 se tiene:
% = 1 300 Kg/cm'
Para un factor de seguridad N = 2 se tiene:
14 476/d2cl 300/2
d34.72 cm (47.2 mm)
Se escogió un diámetro comercial de 50.8 mm (2 pulg).
b) ESPESOR DE LAS PLACAS.
Se las considera como placas simplemente apoyadas en los
cuatro bordes, que soportan una carga concentrada P. Esta
fuerza será la que tiende abrir las mitades del molde
(menor 8 la fuerza de cierre) pero para cálculos se la
tomó como la fuerza de cierre. En la fig. 70 se aprecia
el diagrama de cuerpo libre de la placa.
"Si la placa es de material frágil o si P es una carga
repetida la tensión significativa en la placa puede
corresponder más estrechamente al momento flector por(15)
unidad de ancho, 0.44P".
Es decir que, el momento flector máximo M en la placa es:
203
M = 0.44P (c-3)
La fuerza nominal de cierre es 90 909.1 Kg. Evaluando en
(c-3) tenemos:
M = 40 000 Kg.cm
La placa es un cuadrado de 45 cm. Para esfuerzos normales
por flexión se usa la siguiente ecuación:
C$ = Mc/I = SM/bt2 (c-4)
Donde:
d, : esfuerzo normal de tensión, Kg/cm'
c: distancia desde el eje neutro a la superficie de la
placa, cm
t: espesor de la placa, cm
1: momento de inercia de la placa, cm'
b: base de la sección transversal de la placa, cm
En la fig. 71 se aprecian las dimensiones de la placa.
Evaluando en la ecuación (c-4) se tiene:
d,= 5 333.33/t2 Kg/cm2
204
F I G . 7 0 : D i a g r a m a d e c u e r p o l i b r e d e l a PIaca.
FIG. 71 : Dimensiones de la Placa.
S IJt
E s f u e r z o m e d i o
FIG. 72: Diagrama de F a t i g a , Placa.
205
El esfuerzo de amplitud es:
da= 2 666.66/t2 Kg/cm2
Las placas son de hierro fundido, ASTM 30, con una
resistencia 8 la tensión Sut = 31 000 Lb/pulgL (2 184.1
Kg/cm* 1; tabla XI.
Se usaron las relaciones de Fatiga definidas en la
Sección 3.5.3; se tiene esfuerzos fluctuantes de tensión
(por flexión). Los resultados obtenidos son:
sé = 1 092.05 Kg/cnf
Los factores de modificación son:
k,= 1 (no aparece en la fig. 46)
k,= 0.75 (si hay flexión)
k,= 1 (confiabilidad 50%)
k,= 1 (no hay efectos por temp.)
k,= 1 (no hay concentración de esfuerzos)
k, = 1 (no hay efectos diversos)
Entonces:
Se = 819.04 Kg/cm'
206
Del diagrama de Fatiga de la fig. 72 se tiene:
s, = 425 Kg/cm'
El espesor de la placa viene dado por:
Para un factor de seguridad N = 3 se tiene:
2 666.66/t2S 425/3
t 3 4.34 cm (43.4 mm)
El espesor mínimo debe ser 43.4 mm. Debido a defectos de
fundición, las placas tienen los siguientes espesores:
placa estacionaria: 66 mm
placa móvil: 68 mm
placa fija: 50 mm
APENDICE D
CARACTBRISTICAS TECNICAS
GRUPO DE CIERRE.
Fuerza de cierre
Carrera máxima de cierre
Velocidad de cierre
Dimensiones de las placas
Espesor de las placas
Distancia entre columnas
Diámetro de las columnas
GRUPO DE INYECCION.
Fuerza de inyección
Presión específica sobre el metal
Diámetro del émbolo de inyección
Superficie frontal 8 inyectar
Peso máximo a inyectar (zamak)
Carrera de inyección
100 Ton
120 mm
0.1 - 0.2 m/s
450 x 450 mm
60 mm
300 x 300 mm
51 mm
2 700 Kg
85 Kg/cm2
64 mm
860 cm2
2.39 Kg
160 mm
2 0 8
GRUPO MOTRIZ.
Potencia del motor-bomba 4 KW
Presih de servicio 93 Kg/cm2
Capacidad del crisol 22 drr?
Peso de la máquina 1 000 Kg
Dimensiones (La x An x Al) 1 960 x 630 x 1 900 mm
BIBLIOGRAFIA
1. F. B. Beer y E. R. Johnston, Jr., Estática: Mecánica
Vectorial para Ingenieros, (3a. edicion, Bogotá:
McGraw-Hill Latinoamericana, S. A. , 1979),
PP- 122-130.
2. A. Biedermann, Tratado Moderno De Fundición
a Presión de Metales no Férreos,(la. edición,
Buenos Aires: Editorial J. Montesó, í952),
PP* í3-260.
3. E. Brunhuber, Fundición a Presión, (Barcelona:
Editorial Gustavo Gili, 1979), pp. 3-116.
4. A. L. Casillas, Máquinas: Cálculos de Taller,
(23. ed., Madrid: Ediciones Máquinas, í958),
PP l344-347.
5. Designing for Thin Wall Zinc Die Castings,
(International Lead and Zinc Research Organization,
1986), pp. 7-46.
6. Engineering Properties of Zinc Alloys, (2nd.
7.
8.
9.
10.
11.
12.
13.
14.
15.
edition, International Lead and Zinc Research
Organization, Inc., 1986), pp. 1-4.
D. Q. Kern, Procesos de Transferencia de Calor,
(17a. impresión: México: C.E.C.S.A., 1984),
pp.793-810.
F. Kreith, Principies of Heat Transfer, (3rd. ed.,
New York: Intext Press, 1973), pp. 33-78.
R. Lascano, Análisis de Plantas, (Guayaquil: ESPOL ,
1983), pp. 133-137.
L. S. Marks, Manual del Ingeniero Mecánico,
Volumenes 1 y II, (Za. ed. en español, México:
McGraw-Hill de México, 1984).
North Ameritan Combustion Handbook, (3rd. Printing,
1965), pp. 91-233.
North Ameritan User Catalog, Bulletin 60.70.
P. Panzer y G. Beither, Tratado Práctico de
Oleohidráulica, (Barcelona: Editorial Blume, 1969),
pp. 43-133.
E. C. Royo, Neumática Convencional, (Barcelona:
Editorial Gustavo Gili, S. A., 1980), pp. 54-90.
B. Seely, M. S. y J. 0. Smith, A. M., Curso Superior
De Resistencia de Materiales, (Buenos Aires:
Editorial Nigar, 1967), pp. 213-247.
16. J. E. Shigley y J. J. Uicker, Jr., Teoria de
Máquinas y Mecanismos, (México: McGraw-Hill de
México, 1983), pp. 412-426.
17. J. E. Shigley, Diseco en Ingeniería Mecánica,
(México: McGraw-Hill de México, 1977), pp.66-345.
18. A. C. Street, The Diecasting Book, (2nd. edition,
England: Portcullis Press, 1986), pp. 3-235.
19. Technologie de la Founderie en Moules Metalliques.
Founderie sous Pression, (2a. edition; Comission
Nationale de la Formation Profesionelle du Syndicat
General des Foundeurs de France, 1977), pp. 21-50.
20. M. Toral, 'Sistema Hidráulico para Máquina Inyectora
de Metales" (Informe Técnico, Facultad de Ingeniería
Mecánica, Escuela Superior Politécnica del Litoral,
1988).
21. W. L. Trinks, Industrial Furnaces, (New York: John
Wiley, 1951), pp. 20-89.
