LAVORO D 'ANNO

Facoltà di Ingegneria

Dipartimento di Meccanica e Aerospaziale

Corso di Laurea Triennale in

Ingegneria Meccanica

Corso di Tecnologia Meccanica A.A. 2013/2014

Lavoro d’Anno

“Progettazione del ciclo produttivo di una paletta di turbina Pelton”

N° gruppo Studente Matricola Firma

5 Jacopo D’Aversa 1395519

Edoardo Maggiore 1420049

Elena Sanchez 1397142

Marco Siniscalco 1390662

1

2

3

Indice

Capitolo 1 – Funzionalità del pezzo

1.1 Generalità ………………………………………………………………………………………………….7

1.2 Scelta del materiale ……………………………………………………………………………………8

1.3 Analisi delle sollecitazioni e della massima forza applicabile …………………….10

1.4 Analisi delle superfici funzionali ……………………………………………………………….13

1.5 Modifiche del finito ………………………………………………………………………………….14

1.6 Disegno del finito ……………………………………………………………………………………..15

Capitolo 2 – Fonderia

2.1 Design for casting ……………………………………………………………………………………16

2.2 Tipologia di formatura ……………………………………………………………………………..16

2.3 Modifiche del disegno del finito ……………………………………………………………….17

2.3.1 Scelta del piano di separazione ………………………………………………..17

2.3.2 Calcolo dei sovrametalli ……………………………………………………………19

2.3.3 Angoli di sformatura …………………………………………………………………21

4.2.4 Valutazione impiego di anime per realizzare i fori …………………………..21

2.5 Disegno del modello ………………………………………………………………………………...23

2.6 Analisi termica del getto ……………………………………………………………………………23

2.6.1 Direzionalità di solidificazione ………………………………………………….24

2.6.2 Dimensionamento raffreddatori esterni ……………………………..……26

2.6.3 Dimensionamento raffreddatori interni a spirale ……………………..26

2.6.4 Dimensionamento materozza con metodo analitico ………………..27

2.6.5 Dimensionamento del collare d’attacco della materozza ………...29

2.7 Dimensionamento del sistema di colata ……………………………………………………29

2.7.1 Calcolo del tempo di solidificazione ………………………………………….30

2.7.2 Dimensionamento delle sezioni dei canali di colata ………………….31

2.7.3 Dimensionamento del bacino di alimentazione ………………………..33

4

2.8 Raggio d’azione della materozza ……………………………………………………………….33

2.9 Calcolo delle spinte metallostatiche ………………………………………………………….34

2.9.1 Scelta delle staffe e calcolo del peso della staffa superiore ………35

2.9.2 Conclusioni sulla spinta metallostatica totale …………………………..36

2.10 Descrizione del ciclo di formatura ………………………………………………………37

2.10.1 Informazioni di base sulla terra da fonderia …………………………..…37

2.10.2 Composizione della terra impiegata …………………………………………38

2.10.3 Lavorazione della terra …………………………………………………………….38

2.10.4 Preparazione delle staffe ………………………………………………………….39

2.11 Preparazione del materiale da fondere ………………………………………………40

2.12 Lavorazioni e trattamenti finali sul grezzo ………………………………………….41

2.12.1 Operazioni di troncatura ………………………………………………………….41

Capitolo 3 – Lavorazioni alle macchine utensili

3.1 Descrizione globale del ciclo di lavorazione ………………………………………………43

3.2 Individuazione dei processi di lavorazione e sequenza delle fasi ……………….43

3.3 Dettaglio delle lavorazioni e raggruppamento in fasi e sottofasi ……………….44

3.4 Scelta degli utensili ed inserti per la specifica lavorazione …………………………45

3.4.1 Spianatura ( Fase 10 ) ……………………………………………………………….45

3.4.2 Foratura ( Fase 20 ) …………………………………………………………………48

3.4.3 Fresatura ( Fase 30 ) ………………………………………………………………..50

3.4.4 Fresatura ( Fase 40 ) …………………………………………………………………57

3.4.5 Fresatura ( Fase 50 ) …………………………………………………………………61

3.5 Verifica delle finitura superficiali ……………………………………………………………….66

3.6 Scelta delle macchine ……………………………………………………………………………….67

3.6.1 Centro di lavoro verticale KITAMURA JIGCENTER-5 …………………67

3.6.2 Trapano SERRMAC serie High-Tech ………………………………………….68

5

Capitolo 4 – Stima dei costi di produzione

4.1 Metodologia impiegata per effettuare la stima ………………………………………..69

4.2 Costi processo di fonderia ………………………………………………………………………..69

4.2.1 Costi dell’acciaio ………………………………………………………………………69

4.2.2 Costi di formatura ……………………………………………………………………70

4.2.3 Costi di finitura del grezzo ………………………………………………………..71

4.2.4 Costi di realizzazione del modello …………………………………………….72

4.2.5 Costi indiretti ……………………………………………………………………………73

4.2.6 Costi totali di fonderia ……………………………………………………………..73

4.3 Costi processo di lavorazione alle macchine utensili …………………………………74

4.3.1 Tempi macchina per un singolo pezzo ……………………………………..74

4.3.2 Costi di lavorazione per asportazione di truciolo ………………………74

4.3.3 Costi indiretti e consumi secondari …………………………………………..75

4.3.4 Costi totali di lavorazione alle macchine utensili ………………………75

4.4 Costi totali di produzione ………………………………………………………………………….76

Capitolo 5 – Stampaggio a caldo

5.1 Descrizione globale del ciclo ……………………………………………………………………..77

5.2 Dimensionamento del grezzo ……………………………………………………………………77

5.3 Calcolo dei sovrametalli …………………………………………………………………………….78

5.4 Angoli di sformo ……………………………………………………………………………………….78

5.5 Raggi di raccordo ………………………………………………………………………………………79

5.6 Dimensionamento del canale di bava ……………………………………………………….79

5.7 Calcolo delle forze di stampaggio ……………………………………………………………..80

5.8 Dimensionamento dello stampo ……………………………………………………………….81

5.9 Conclusioni ……………………………………………………………………………………………….82

Riferimenti bibliografici ................................................................................83

6

Allegati

Allegato 1

- Tavola n° 1 – Finito

- Scheda tecnica AISI 316

Allegato 2

- Sintesi rischi lavorativi, danni e prevenzione

- Estratto catalogo PROPELLER troncatura

- Tavola n° 2 – Grezzo e modello

Allegato 3

- Cartellini per cicli di lavorazione

- Fogli di analisi delle lavorazioni

- Formulario Walter – Tools

Allegato 4

- Tavola n° 3 – Grezzo

7

Capitolo 1 – Funzionalità del pezzo

1.1 Generalità

Le palette sono particolari componenti meccanici delle turbine Pelton, destinati alla

conversione dell’energia potenziale della vena fluida, corrispondente al salto utile, in

energia cinetica. L’acqua viene indirizzata verso le

palette della turbina attraverso un sistema di

distribuzione costituito da uno o più ugelli

(generalmente per un massimo di 6) ognuno fornito

di una spina centrale detta ago Doble. Il distributore

ha il compito di accelerare l’acqua fino alla velocità

d’ingresso nella girante, e il getto la colpisce

tangenzialmente. La pala devia la corrente e, a causa

della variazione della quantità di moto, riceve una

spinta che mantiene la girante in rotazione. Le pale sono

calettate su un disco solidale all’albero rotante che trasmette coppia e potenza ad

un utilizzatore.

La pala di una turbina Pelton ha una forma tipica a doppio cucchiaio; nella mezzeria

essa presenta un tagliente che ha la funzione di

ripartire il getto incidente tra i due cucchiai.

Ciascuno dei due flussi in cui il getto è ripartito,

guidato dalla pala, subisce una deviazione di

(180° - β) dove l’angolo β è in genere circa pari a

15°. Tale angolo è diverso da zero affinché

l’acqua si allontani dalla pala con una

componente diretta secondo l’asse della girante

in modo che essa non possa interferire con il

dorso della pala successiva provocando un

dannoso effetto frenante. Inoltre, ripartendo il

Figura 1.1 - Girante turbina Pelton

Figura 1.2 – Vista 3D della paletta

8

getto in due parti uguali, si bilancia la variazione della quantità di moto nella

direzione assiale e quindi la spinta assiale sulla ruota risulta nulla (essendo anche

nulla la risultante delle forze di pressione poiché la turbina è ad azione).

Nella parte superiore in Figura 1.2 la pala presenta una zona tagliata che ha due

funzioni: permettere al getto di lavorare più a lungo riducendo l’interferenza con la

pala successiva; minimizzare le perdite al momento dell’ingresso della pala nel

getto.

1.2 Scelta del materiale

Nell’affrontare la scelta del tipo di acciaio da utilizzare si è deciso di inseguire una

soluzione che da un lato garantisse semplificazioni dal punto di vista del processo

produttivo ed allo stesso tempo buone proprietà meccaniche, con un costo della

materia prima non proibitivo. Il materiale utilizzato nella produzione delle pale di

una turbina Pelton è un acciaio inox, caratterizzato da un alto tenore di cromo che

conferisce la proprietà di non arrugginire se esposto all’aria o all’acqua. Alla luce di

ciò si è optato per l’adozione di un AISI 316.

L’AISI 316 è un acciaio inossidabile austenitico, tra i più largamente impiegati. È

stato scelto questo acciaio inox in quanto permette di ottenere ottimi risultati in

termini di resistenza alla corrosione, facilità di lavorazione, forgiatura e saldabilità.

Per queste ragioni viene impiegato in vari settori industriali, tra i quali quello navale,

chimico, farmaceutico, alimentare e per la costruzione di scambiatori di calore.

Era stato preso in considerazione anche un altro acciaio, l’AISI 304. Pur risultando

inferiore il costo di questo rispetto all’acciaio scelto, forniva prestazioni meccaniche

peggiori nello specifico dal punto di vista della resistenza alla corrosione ottenibile

con un aggiunta di molibdeno. Inoltre altro elemento da non sottovalutare nella

comparazione dei due materiali è il maggior tenore di nichel nell’AISI 316.

9

Nella Tabella 1.1 vengono riportate le caratteristiche meccaniche di resistenza a

rottura, resistenza allo snervamento, allungamento percentuale e durezza.

Entrambi i materiali possono migliorare le loro proprietà subendo trattamenti di

solubilizzazione e incrudimento se in quest’ultimo caso fossero lavorati a freddo.

Tabella 1.2 - Caratteristiche meccaniche indicative di AISI 304 e AISI 316

I tre leganti presenti in tenore maggiore all’interno dell’AISI 316 sono cromo, nichel

e molibdeno:

Il cromo è l’elemento base degli acciai inossidabili per la sua tendenza ad

ossidarsi selettivamente formando delle patine protettive. Inoltre a causa

della forte tendenza a formare con il carbonio carburi stabili, provoca sensibili

aumenti di resistenza senza alterare la resilienza.

Tabella 1.1 - Composizione e caratteristiche meccaniche di alcuni dei principali acciai inox austenitici della serie AISI 300

10

Il nichel è un elemento austenizzante; la sua influenza provoca un notevole

aumento della tenacità (resilienza).

Il molibdeno ha un’azione alfagena ancora più marcata di quella del cromo e

come questo forma carburi molto stabili e duri, assicurando una miglior

resistenza alla corrosione e provocando un forte aumento dell’indurimento.

1.3 Analisi delle sollecitazioni e della massima forza applicabile

È doveroso sottolineare come il seguente studio delle sollecitazione cui è soggetta la

paletta e la determinazione della massima forza ad essa applicabile, in base a

dimensioni e materiale utilizzato, sono frutto di approssimazioni e semplificazioni al

fine di avere un dimensionamento di massima.

Utilizzando il modello 3D fornito, è possibile ottenere il disegno del finito, dal quale

si possono ricavare le quote e i dati caratteristici necessari.

Tabella 1.3 - Misure

Evidenziamo la presenza di due fori per l’unione della paletta alla girante, che

nell’ambito dell’analisi tensionale vengono considerati come due vincoli: una

cerniera che toglie due gradi di libertà, precludendo la rotazione e una traslazione, e

un carrello che toglie l’ultimo grado di libertà rimanente (l’altra traslazione).

In una turbina tradizionale dunque, la paletta lavora come una trave a sbalzo

sottoposta alla forza generata dal getto.

b 111,95 mm

h

50,75 mm

l

30,8 mm

11

La massima sollecitazione si avrà quando il getto proveniente dall’ugello investe

perpendicolarmente la paletta. Questa spinta determina un momento flettente il cui

massimo valore è assunto nel punto B come è descritto in figura.

Passando attraverso il calcolo delle sollecitazioni nel suddetto punto, si potrà

determinare la massima forza applicabile sulla paletta, utilizzando i parametri di

resistenza meccanica dell’AISI 316:

MfB = F ∙ b = 111,95 F mm Wf

B =

= 17144,6 mm3 B =

= 0,0065

La presenza del foro provoca un’alterazione dello stato tensionale, e teniamo conto

di ciò con un fattore di intaglio kt=3; si utilizza quindi il criterio di Von Mises per

ricavare la sollecitazione equivalente:

A B C D

F

Figura 1.3 - Andamento qualitativo del momento flettente

12

eq = √ = 0,0196 MPa

Le sollecitazioni variabili sulle pale comportano il rischio di rottura da fatica e per

tenere conto del lavoro a fatica si riduce la tot di un fattore 3. Considerando ciò e

sapendo che per l’AISI 316 R=620 MPa e che il coefficiente di sicurezza scelto è X=2,

si estrapola F:

tot =

= 310 MPa amm =

= 103,3 MPa F = 5270 N

Figura 1.4 - Analisi dello spostamento statico Figura 1.5 – Analisi statica della sollecitazione

13

Ricavata la spinta sulla paletta, si passa alla verifica del salto geodetico

corrispondente. Sapendo che

F= ∙ Q ∙ (Vi – Vu)

Dove è il coefficiente di efflusso (≈ 0.97), Q la portata, Vi la componente

tangenziale della velocità in ingresso e Vu la componente della velocità in uscita, si

può ricavare un salto circa pari a 1000 m. Poiché le turbine Pelton sono utilizzate per

grandi salti, tra i 300 m e i 1400 m, il valore trovato rientra in tale intervallo.

1.4 Analisi delle superfici funzionali

Al fine di ottenere una buona qualità del finito e al contempo contenere i costi di

produzione è importante scegliere con attenzione quali e quante lavorazioni

successive al processo di fonderia siano veramente necessarie. Si tenterà infatti di

ottenere dalla fonderia un pezzo il più possibile simile al disegno del finito, in modo

da minimizzare la quantità di materiale da asportare. Bisognerà quindi avere

particolare riguardo solo per:

14

Il tagliente che permette la separazione della paletta in due cucchiai con

appositi sovrametalli da asportare

La superficie interna dei cucchiai, ove all'aumentare della sua scabrosità si

manifestano fenomeni quali usura progressiva, abrasione e cavitazione, che

alterano le prestazioni del macchinario

La parte superiore della paletta, ove viene realizzato un taglio per evitare che

la paletta immediatamente successiva a quella che viene investita dal getto, in

un determinato istante, possa interferire con il getto stesso captandone una

frazione e pertanto consentendo una distanza tra le palette inferiore a quella

che si avrebbe in assenza di questo intaglio.

I quattro fori allocati sui supporti che andranno opportunamente ottenuti fino

al diametro di progetto, poiché in corrispondenza dei primi due si

concentrano le sollecitazioni maggiori.

Per i primi tre punti si effettuerà una lavorazione di fresatura; per quanto riguarda

tutte le superfici non funzionali sulle quali non è richiesta particolare attenzione è

sufficiente la precisione che si ottiene con i normali processi tecnologici adoperati,

quali sabbiatura e pallinatura. Si è deciso di effettuare una pallinatura caratterizzata

da rapidità di lavorazione e basso costo, perché con essa si riesce ad eliminare tutti

quei residui indesiderati del processo di fonderia, quali ossidi metallici e agglomerati

vetrosi da microfusione della sabbia a contatto col getto. Inoltre effettuando la

pallinatura prima di passare alla lavorazione alle macchine utensili si conferisce al

pezzo grezzo un leggero incrudimento superficiale, della profondità di alcuni decimi

di millimetro, che ne migliora la resistenza a fatica ostacolando la formazione di

cricche in fase di lavorazione.

1.5 Modifiche del finito

La modifiche del finito che si è deciso di apportare riguarda i fori passanti dei sostegni della paletta. Nello specifico per semplificare la loro realizzazione, il diametro di ciascuno di essi è stato portato a 22 mm, anziché i 21,60 previsti inizialmente.

15

È stata messa in atto questa modifica poiché questo nuovo diametro comporta minori difficoltà nella foratura, senza inficiare sulla funzionalità del pezzo e la sua resistenza meccanica.

1.6 Disegno del finito

Tenendo conto delle considerazioni appena fatte, si è giunti alla realizzazione del

disegno del finito consultabile nella sezione Allegato 1.

16

Capitolo 2 – Fonderia

2.1 Design for casting

In questo capitolo verranno analizzati e valutati i vari aspetti tipici del design for

casting. In particolar modo, seguendo norme standardizzate oppure scelte

opportune, si andranno a determinare tutte le modifiche necessarie al disegno del

finito tali da consentire il miglior compromesso tra costi di produzione, tempi di

esecuzione e qualità finale del prodotto. Nello specifico verranno affrontati 6

elementi chiave:

Scelta del tipo di formatura

Scelta del piano di separazione

Calcolo dei sovrametalli

Scelta degli angoli di sformo

Dimensionamento delle materozze

Dimensionamento del sistema di colata

Verrà inoltre valutata la modalità di realizzazione dei fori tramite impiego di anime,

e verranno effettuati calcoli sulle spinte metallo statiche caratteristiche del processo

di colata.

2.2 Tipologia di formatura

La scelta di eseguire il processo di formatura in terra, utilizzando una forma

transitoria, è stata dettata essenzialmente da tre linee guida: tipologia di ordine

produttivo, contenimento dei costi e riduzione dei tempi, ma sempre nel rispetto di

una buona qualità del finito. In particolare tale decisione è dovuta a:

Il grezzo di fonderia non richiede un’elevata finitura superficiale poiché tale

pezzo verrà lavorato successivamente alle macchine utensili per ottenere le

tolleranze richieste dal progetto

17

Il numero contenuto delle unità da realizzare (18 pezzi) fa optare per una

forma transitoria, non potendo evidentemente ammortizzare l’eventuale

scelta di una forma permanente durante il nostro ciclo produttivo

La convenienza di scegliere un processo tecnologico semplice da realizzare,

non andando a scapito delle specifiche del progetto

La necessità di contenere i costi di produzione

Si è inoltre deciso di effettuare la colata di un getto alla volta.

2.3 Modifiche del disegno del finito

In questo paragrafo verranno esposte le modifiche da apportare al finito, motivate

dalla necessità di semplificare il processo per fonderia. È bene tenere presente che

molte delle decisioni effettuate sono frutto di parametri di scelta soggettivi di fronte

a più opzioni o soluzioni percorribili.

2.3.1 Scelta del piano di separazione

Nell’intento di effettuare una valutazione il più possibile obiettiva ed equilibrata, si è

voluto confrontare due possibili soluzioni per determinare il piano di separazione

delle staffe. Nella prima opzione il piano di separazione coincide con la superficie

18

d’appoggio della paletta ed è perpendicolare al piano di simmetria; la seconda,

invece, prevede che il piano di separazione coincida con il piano di simmetria stesso.

Si è adottato un sistema di punteggio da 1 a 5 riferito agli aspetti più rilevanti,

ognuno pesato in base all’influenza e importanza relativa all’intero processo

Alla luce di quanto esposto nelle tabelle sopra riportate si è deciso di seguire

l’opzione 1, ricordando che dovrà eseguire l’operazione di cope and drag per la

colata di un pezzo alla volta.

Aspetto Peso

relativo

Valutazione

Problemi di

sottosquadro

0,25

4

Solidificazione

direzionale

0,45

4

Sistema di

colata semplice

0,1

4

Altezza delle

staffe

0,05

5

Spinte

metallostatiche

0,1

3

Costi di

formatura

0,05

4

Totale: 3,95

Aspetto Peso

relativo

Valutazione

Problemi di

sottosquadro

0,25

3

Solidificazione

direzionale

0,45

3

Sistema di

colata semplice

0,1

4

Altezza delle

staffe

0,05

3

Spinte

metallostatiche

0,1

4

Costi di

formatura

0,05

3

Totale: 3,2

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2.3.2 Calcolo dei sovrametalli

Dal momento che la fonderia in terra con impiego di acciaio non consente di

ottenere alti livelli di finitura superficiale a causa del fenomeno di ritiro in fase di

raffreddamento, è necessario considerare e determinare una quantità di

sovrametallo che possa modificare le quote del finito. Quindi partendo dallo studio

delle superfici funzionali (vedere paragrafo 1.4) bisognerà prevedere uno spessore

di metallo da asportare successivamente quando il pezzo verrà lavorato alle

macchine utensili per ottenere superfici con tolleranze che soddisfino in pieno le

esigenze funzionali del progetto. Nel calcolo dei sovrametalli sulle superfici

destinate alla lavorazione alle macchine per asportazione di

truciolo, il riferimento è invece la norma UNI 6325-75, riportata

in tabella 2.1. Le zone funzionali interessate da questi

sovrametalli sono la superficie interna dei cucchiai e il tagliente.

In particolare il tagliente mostra uno spessore sottile che,

unendosi con lo spessore più grosso del bordo di scarico dà

origine, durante il processo di formatura, a elevate tensioni

interne che tendono a rendere fragile la regione del cucchiaio

adiacente all’intaglio. In figura sono riportate alcune forme di

intaglio suggerite da varie case costruttrici. Abbiamo preferito la forma (c).

20

In conclusione dunque la superficie interna dei cucchiai andrà modificata di circa 7

mm, mentre per quanto riguarda il tagliente è previsto una modifica della sua forma

con conseguente aumento del suo spessore approssimabile a 6,5 mm.

Tabella 2.1 - UNI 6325-75 per tolleranze e sovrametalli per la lavorazione meccanica

Anche in questo caso l’entità del sovrametallo da prevedere su ogni superficie è

stata calcolata facendo un compromesso tra esigenze di carattere economico, al fine

di ridurre al minimo il materiale di asportare e i tempi di lavorazioni alle macchine

utensili, ed esigenze di carattere tecnologico per garantire un margine di sicurezza

dovuto agli errori di formatura, difetti superficiali e ritiri del getto difficilmente

prevedibili. Si può far riferimento alla tabella 2.2 della norma UNI 473, in cui

vengono indicati i valori medi del coefficiente di ritiro lineare.

Tabella 2.2 – UNI 473 sui valori medi del coefficiente di ritiro lineare

21

2.3.3 Angoli di sformatura

Per determinare gli angoli di sformatura, si fa riferimento alla tabella 2.3. Si ricorda

che con la scelta effettuata del piano di separazione, il modello presenta un’altezza

massima pari a 68 mm.

Tabella 2.3 – Valori dello sformo s in mm e in % dell’angolo di sformo β

2.4 Valutazione impiego di anime per realizzare i fori

La realizzazione dei fori sui supporti tramite l’impiego di apposite anime, richiede

un’attenta valutazione dei principali vantaggi e svantaggi. In particolare utilizzare

anime orizzontali per fori passanti comporta i seguenti problemi:

Verificare l’effettiva possibilità di impiego in base alle particolari quote

Calcolare le spinte metallostatiche a cui sono soggette le anime

Calcolare le ulteriori spinte metallostatiche sulla staffa superiore che

generano le anime stesse

Evitare eccessivi stress termici

Considerare in ogni caso lavorazioni successive per migliorare finiture

superficiali e rientrare negli intervalli di tolleranza previsti

Per verificare l’effettiva possibilità di impiego di anime tradizionali, si può

confrontare le quote del finito con relazioni di natura sperimentale, sotto riportate.

22

È stata quindi verificata la possibilità di utilizzo nei 4 fori dei supporti (anima 1 e 2),

facendo riferimento alle quote del finito, nella tabella a seguire.

Si ricorda che poiché si hanno due valori di spessore per ciascun foro, si è fatta la

verifica per entrambi i valori.

Diametro Lunghezza Spessore 1 Spessore 2 Verifica

Anima 1

22 mm

30,8 mm

10,8 mm

18,57 mm

2S1 ≤ D ≤ 3S1 SI

2S2 ≤ D ≤ 3S2 NO

Anima 2

22 mm

30,8 mm

10,8 mm

8,6 mm

2S1 ≤ D ≤ 3S1 SI

2S1 ≤ D ≤ 3S1 SI

Da questa prima analisi risulterebbe possibile l’utilizzo di un’anima per il foro

inferiore dei due supporti. Tuttavia, dovendo necessariamente effettuare una

lavorazione di foratura per la realizzazione dei fori superiori, si è deciso di ottenere

dunque tutti i fori tramite successiva asportazione di truciolo.

Inoltre se si utilizzassero le anime tradizionali, queste risulterebbero essere troppo

snelle, determinando problemi relativi a inflessione e conseguente eccessiva

deformazione (con ricadute sulle tolleranze) o rottura, e sarebbero circondate da

troppo liquido, con problemi di sovra-cottura e conseguente difficoltà di rimozione.

In conclusione, si è deciso di realizzare i fori tramite la sola lavorazione alle macchine

utensili, che nel nostro caso, non essendo particolarmente rilevante la quantità di

23

acciaio da colare e successivamente asportare, non provoca un’importante ricaduta

sui costi e sui tempi di produzione.

2.5 Disegno del modello

A questo punto definite quelle che sono le modifiche geometriche dovute al

processo di fonderia, è possibile determinare le quote del modello impiegato nella

fase di cope and drag. Per i disegni tecnici fare riferimento ad Allegato 2.

2.6 Analisi termica del getto

Questo è il paragrafo centrale del capitolo sulla fonderia, nel quale verranno trattati

tutti gli aspetti tipici della colata in sabbia. Nello specifico verranno effettuati calcoli

per il dimensionamento delle materozze e del sistema di colata.

24

2.6.1 Direzionalità di solidificazione

Per effettuare il dimensionamento della materozza per prima cosa è necessario

verificare le direzioni di solidificazione, in modo tale da determinare le zone chiave

per il posizionamento della materozza.

Per fare ciò si è deciso di suddividere idealmente il pezzo in 8 zone, come mostrato

in figura 2.2.

Figura 2.2 – Suddivisione in zone per calcolo di moduli termici

25

Si ottengono quindi i seguenti risultati:

V (mm3) S (mm2) Mo (mm)

1 = 5 94970 11924 7,96

2 = 6 85969 9070 9,48

3 = 7 363379 33645 10,8

4 = 8 341703 32580 10,49

Si è ritenuto opportuno prevedere il posizionamento di due materozze, una nella

zona 1 e una nella zona 5. Tuttavia, affinché venga rispettata la relazione di Chorinov

per cui Mi+1 = 1,1 ÷ 1,2 Mi, è necessario ottenere dei moduli termici

opportunamente modificati. È possibile operare un aumento aggiungendo dei

sovrametalli, oppure utilizzando dei raffreddatori per abbassarne il valore. Si è

deciso di non aggiungere ulteriore materiale da colare per aumentare Mi, date le

dimensioni del pezzo. Inoltre operare nell’ottica dell’aumento progressivo dei

moduli termici significherebbe non poter contenere le dimensioni delle materozze.

Si è dunque deciso di impiegare dei raffreddatori per abbassare i moduli termici

delle zone 2,3,4,6,7,8. Questa scelta va anche a favorire il raggio di influenza delle

materozze sulle zone 4 e 8, situate nei punti più lontani da esse.

I valori dei moduli termici ideali, calcolati con una differenza del 20% tra le singole

zone, corrispondono a

MR1 = MR5 = 7,96 mm MR2 = MR6 = 6,63 mm

MR3 = MR7 = 5,53 mm MR4 = MR8 = 4,61 mm

26

2.6.2 Dimensionamento raffreddatori esterni

Se si volessero utilizzare raffreddatori esterni è necessario utilizzare l’abaco e la

formula di dimensionamento delle superfici di contatto consultabile in figura 2.3.

Figura 2.3 – Abaco per il dimensionamento dei raffreddatori esterni

Si dovrebbe disporre di una superficie di contatto getto/raffreddatori pari a 50 cm2

per le zone 2 e 6, 80 cm2 per le zone 3 e 7, e 120 cm2 per le zone 4 e 8. Poiché però

le superfici di contatto disponibili non sono tutte piane e dato anche l’elevato costo

di questa soluzione tecnica, si decide di passare al dimensionamento di raffreddatori

interni, nello specifico di tipo a spirale.

2.6.3 Dimensionamento raffreddatori interni a spirale

Nel dimensionare i raffreddatori interni (vedere figura 2.4) si è deciso di

sovradimensionarli leggermente per tenere conto delle approssimazioni di calcolo di

volumi e superfici dei moduli termici. Si ottengono i valori sovradimensionati indicati

nella tabella seguente :

27

Figura 2.4 – Abaco per il dimensionamento dei raffreddatori interni

2.6.4 Dimensionamento materozza con metodo analitico

Per traslare il baricentro termico al di fuori del volume del grezzo, si è deciso di

posizionare una materozza cilindrica al di sopra della zona 1, ed una al di sopra della

zona 5.

Si è scelto di installare ed utilizzare due materozze nelle zone indicate

precedentemente, ma nel procedimento di calcolo di dimensionamento ne abbiamo

considerata solamente una, prendendo di conseguenza in considerazione metà

g/cm3 (mm)

2 = 6 0,16 2,5

3 = 7 0,24 1,9

4 = 8 0,27 1,2

28

paletta. Ciò è stato reso possibile grazie al fatto che le materozze sono state

disposte in maniera simmetrica sui due sostegni, essendo stata valutata come la

soluzione più conveniente, tramite l’utilizzo di raffreddatori interni ed esterni (per

approfondimenti far riferimento al paragrafo 2.6.2-2.6.3).

Per dimensionare le materozze si procede con il metodo analitico.

Una volta assicurata la direzionalità di solidificazione di Chorinov con l’impiego dei

raffreddatori, si fissa il rapporto tra il modulo termico della materozza (Mm) e quello

delle zone 1 e 5 (Mo1 e Mo5). Questo rapporto X dovrebbe essere circa 1,2. Tuttavia è

un valore indicativo: per tanto al fine di ottenere un buon compromesso tra buona

solidificazione del getto e facilità di esecuzione della colata, si è fissato X = 1,29.

Il volume relativo (Y), scegliendo come parametro geometrico caratteristico della

materozza = H/D = 2,5, viene calcolato come

Y =

= π ∙ Mg

3 ∙ X3 ∙

∙ = 0,47

È necessario verificare che esso soddisfi la relazione di Caine, ossia Y > YC dove YC è

determinata nel seguente modo:

YC =

+ b =

+ 0,08 = 0,42

Nello specifico a = 0,1 ed è una costante sperimentale che dipende dal tipo di

materiale da colare; b = 0,08 tiene conto del fenomeno del ritiro in fase liquida e

identifica il valore minimo possibile di Y; c = 1 è una costante significativa della

modalità di smaltimento del calore della materozza che è stato scelto di non

coibentarla.

Si può dunque determinare la geometria della materozza utilizzando la seguente

relazione:

MM = X ∙ Mg = D ∙

Da cui si ricava il diametro della materozza e l’altezza come

29

D = X ∙ Mg ∙

= 45,2 mm H = ∙ D = 113 mm

2.6.7 Dimensionamento del collare d’attacco della materozza

Date le dimensioni caratteristiche della materozza

cilindrica pari a D = 60 mm utilizziamo le formule di

dimensionamento per gli acciai:

d = 0,4 ∙ D → 18,1 mm

L = 0,16 ∙ D → 7,23 mm

In figura 2.5 viene indicato un prospetto del posizionamento delle materozze

Figura 2.5 – Rappresentazione 3D del posizionamento delle materozze

2.7 Dimensionamento del sistema di colata

Si è scelto di utilizzare un sistema di colata con punto di immissione dell’acciaio fuso

coincidente con il piano di separazione. Data la geometria del pezzo e la giacitura

scelta, con il piano di separazione coincidente con la base della paletta, si riesce a

contrastare il fenomeno di formazione delle gocce fredde. Infatti l’acciaio fuso,

30

quando viene introdotto nella cavità, si trova a non dover coprire alcun dislivello;

inoltre essendo il punto di immissione posizionato nella zona superiore di

collegamento dei due cucchiai, la troncatura del sistema di colata successivo alla

formatura non crea problemi poiché quella stessa zona dovrà successivamente

subire delle lavorazioni per esportazione di truciolo.

2.7.1 Calcolo del tempo di solidificazione

Per effettuare il calcolo del tempo di solidificazione si è deciso di utilizzare 3 formule

diverse , con l’obiettivo di mediare i risultati che sono sempre indicativi.

Con s si intende lo spessore minimo del getto espresso in cm; G è il peso del getto in

chilogrammi; S è invece la sezione media espressa in pollici mentre G* è il peso del

getto calcolato in libbre.

Si prende in considerazione una

temperatura di surriscaldo di 100 oC

(tabella 2.4) nel calcolo dei tempi si

solidificazione.

Si effettua una media dei risultati ottenuti dalle tre formule empiriche e si ottiene

così il tempo si riempimento:

Formula di calcolo Tempo (s)

t = 3,2 ∙ √ 21,88

t = ks ∙ s1,71 15,37

t = 0,95 +

√

3,7

Tempo medio 13,65

Tabella 2.4 – Valori della costante di surriscaldo

31

tr = 13,65 s

Il tempo così ottenuto è il massimo tempo di riempimento ammesso per una buona

solidificazione del getto. Bisogna però anche tener conto del tempo d’irraggiamento

tipico della sabbia di costruzione della forma affinché essa mantenga la sua integrità

e non venga danneggiata (si veda figura

2.6 e tabella 2.5). Il significativo

irraggiamento del metallo fuso può infatti

provocare un improvviso e non

omogeneo riscaldamento della forma,

che a causa dell’evaporazione dell’acqua

presente tra i grani della sabbia, potrebbe

arrivare allo sgretolamento.

Anche il risultato massimo ottenuto dalle

formule empiriche quindi non comporta

nessun problema d’irraggiamento, pur

usando sabbia priva di leganti sintetici.

Tabella 2.5 – Valori indicativi del tempo massimo di irraggiamento per forme compattate al verde e con leganti sintetici

2.7.2 Dimensionamento delle sezioni dei canali di colata

Si procede dunque al dimensionamento della sezione del sistema di colata, tenendo

presente che la velocità della vena fluida uscente dal canale di colata deve essere

1 m/s ≤ vstr ≤ 1,5 m/s.

vstr = √

= √

= 1,4 m/s

Figura 2.6 – Illustrazione del processo di danneggiamento della cavità per l’irraggiamento

32

Nella formula sovrastante h è l’altezza del sistema del canale di colata (vincolata

dall’altezza delle staffe), mentre k è un coefficiente che tiene conto delle perdite

distribuite di carico (compreso tra 1 e 4).

Ora si passa al calcolo della portata dei canali di colata, che risulta essere dunque:

Q =

=

= 1,95 ∙ 10-4 m3/s

Pertanto la sezione del canale principale (Astr) è data dalla relazione

Astr =

= 139,3 mm2

Seguendo la proporzione tra i canali 2 : 2 : 1 per i sistemi pressurizzati, Astr coincide

con la sezione del canale d’attacco, mentre la sezione del canale di colata e del

canale di alimentazione saranno il doppio.

Eseguito il calcolo teorico, è necessario confrontare i risultati ottenuti con le sezioni

dei canali realmente disponibili in commercio, consultabili in tabella 2.6.

Tabella 2.6 – Sezioni commerciali dei canali dei sistemi di colata

33

Le scelte effettuate (cerchiate in rosso) risultano sovradimensionate rispettivamente

del 11,3 % il canale di colata, del 4 % il canale di alimentazione e del 10 % il sistema

di attacco. Tuttavia questi ampi margini consentono di utilizzare filtri e trappole per

le scorie, senza compromettere la colata.

2.7.3 Dimensionamento del bacino di alimentazione

Si può procedere al dimensionamento del bacino di colata, destinato a ricevere il

primo impatto della corrente fluida proveniente dal crogiolo di colata, al fine di

smorzarne la velocità, e dotato di filtri per evitare l’immissione di scorie nella forma.

A prescindere dalla forma del bacino, è bene assicurarsi che i raggi di raccordo delle

pareti interne (R) corrispondano ad una volta e mezzo il diametro del foro di uscita

(). Ovviamente deve coincidere con il diametro del canale di colata principale. Le

altre proporzioni da rispettare sono invece quelle mostrate in figura e in tabella

sottostanti.

2.8 Raggio d’azione della materozza

Per il calcolo del raggio d’azione della materozza si utilizza la relazione:

A = 4 ∙ 80 mm

B = 5 ∙ 100 mm

C = 0,5 ∙ 10 mm

D = 20 mm

E = 1,5 ∙ 30 mm

F = 0,5 ∙ 10 mm

R = 1,5 ∙ 30 mm

34

R = k ∙ s

dove k è un valore che per gli acciai è

compreso tra 3 e 5 e s è la sezione media

del getto nella zona di attacco della

materozza.

R = 5 ∙ 39 = 195 mm

A questo raggio d’azione si aggiungono

gli effetti di bordo:

Rtot = 195 + 2,5 ∙ 39 = 292,5 mm

Inoltre la presenza dei raffreddatori aumenta ulteriormente l’effetto della

materozza, aggiungendo 50 mm all’effetto di estremità.

Rfin = 292,5+ 50 = 342,5 mm > 338 mm

Grazie a ciò il raggio d’azione delle materozze raggiunge quindi tutto il pezzo.

2.9 Calcolo delle spinte metallostatiche

Per evitare che durante la solidificazione del getto la staffa possa sollevarsi facendo

fuoriuscire del metallo liquido , essa deve essere assoggettata a forze la cui

risultante abbia direzione verso il basso.

È bene specificare che non bisogna fare riferimento alle dimensioni del pezzo finito,

ma a quelle della cavità creata dal modello in legno, che tiene conto dei sovrametalli

per le successive lavorazioni e del fenomeno di ritiro.

La spinta risultante orizzontale è nulla, mentre la spinta verticale Fz, che ricordiamo

essere prodotta dal getto non affiorante, è pari alla densità dell’acciaio fuso per il

volume di sabbia sovrastante il getto stesso. La forza agente è ottenuta dalla

scomposizione della forma in due zone principali. La zona 1 rappresenta il cucchiaio

e la zona 2 individua il supporto.

Figura 2.7 - Modalità di scambio termico del getto

35

Per effettuare il calcolo a favore di sicurezza (in modo tale da essere sicuri di non

dover ricorrere ad una zavorra aggiuntiva per evitare lo scoperchiamento) si è

deciso di prendere in considerazione le altezze maggiori delle due differenti zone.

Quindi, in un’ottica di sovrastima della spinta metallostatica, la due zone possono

essere schematizzate con le seguenti misure

Fz = 2 ∙ (F1 + F2)

F1 = (S1 + S2 + S3) hmax ∙

F1 = 0,0305 ∙ 0,132 ∙ 7983 = 32,14 N

F2 = (a ∙ b) hmax ∙

F2 = (0,0308 ∙ 0,195) ∙ 0,133 ∙ 7983 = 62,53 N

Fz = Ftot = 2 ∙ ( 32,14 + 62,53) = 189,3 N

2.9.1 Scelta delle staffe e calcolo del peso della staffa superiore

Si procede quindi con la scelta delle staffe. Ricordando che si è scelto di colare un

getto per volta, quella superiore è condizionata dai seguenti fattori:

Volume del modello

Volume di due materozze

Volume del bacino di alimentazione

Volume del canale di alimentazione

Volume del canale principale di colata

Quella inferiore, invece, non presentando alcuna parte del semi-modello al suo

interno sarà interamente riempita di terra.

In base a questi fattori gli ingombri della staffa risulterebbero essere 285 x 285 x

200, che vanno confrontati con la norma UNI 6765-70 per la dimensione delle staffe.

Si osserva come la grandezza precedentemente riportata risulta essere in contrasto

con la grandezza del modello, si è perciò resa necessaria la scelta di una staffa di

dimensioni maggiori. La staffa superiore e quella inferiore devono essere

accoppiabili quindi a e b dovranno necessariamente coincidere. L’altezza h invece

può essere diversa, in base a quanto detto precedentemente.

36

In particolare si sono scelte le staffe:

E 500 x 500 x 200 per la staffa superiore

E 500 x 500 x 100 per la staffa inferiore

Si può ora calcolare il peso della staffa superiore (Pss), dopo l’operazione di “cope

and drag”, e confrontarlo con la forza generata dalle spinte metallostatiche.

Pss = sabbia ∙ {Vstaffa sup. – *(2∙ Vmaterozza) + Vmodello + Vbacino + Vcanale pr. + Vcanale alim.]}

Facendo riferimento alle quote dei vari elementi da posizionare al momento della

formatura, i volumi risultano essere i seguenti.

Vstaffa sup = 0,05 m3

Vmodello = 1,806 ∙ 10-3 m3

Vmaterozze = 3,62 ∙ 10-4 m3

Vbacino = 1,15 ∙ 10-3 m3

Vcanale principale = 6,28 ∙ 10-5 m3

Vcanale alimentazione = 2,9 ∙ 10-6 m3

Quindi si ottiene che il volume totale occupato dalla sabbia nella staffa superiore è

di 0,0466 m3, con una densità alla stato compattato di 1600 kg/m3.

In conclusione il peso della staffa superiore risulta essere il seguente:

Pss = 0,0461 ∙ 1600 = 74,6 kg

2.9.2 Conclusioni sulla spinta metallostatica totale

Dal momento che il peso della staffa superiore genera una forza verso il basso pari a

732 N, essa verifica ampiamente la relazione tale per cui non vi è scoperchia mento,

ossia

Fss >> Fscop

37

In conclusione dunque non è necessario posizionare una zavorra aggiuntiva al di

sopra della staffa superiore, poiché non si corre il rischio di uno scoperchiamento in

fase di colata.

2.10 Descrizione del ciclo di formatura

In questo paragrafo verranno illustrati nei dettagli gli aspetti della formatura e le

caratteristiche della sabbia impiegata nel processo. Si ricorda che le operazioni di

cope and drag ossia della realizzazione delle opportune cavità nella sabbia tramite

l’utilizzo di appositi modelli, sono fondamentali per la buona realizzazione della

colata.

Si intende sottolineare come la sequenza operazioni descritte nel paragrafo 2.10.4 ci

permetta di evitare delle complicazioni affrontate nell’utilizzo di metodi alternativi,

e non richieda un tempo di preparazione troppo elevato, considerato il numero

contenuto di palette da realizzare (18). A tal riguardo, poiché il posizionamento dei

vari modelli e la compattazione della terra di fonderia è un’operazione manuale, è

opportuno tenere presente del peso specifico della bravura ed esperienza

dell’operatore addetto alla preparazione delle staffe.

2.10.1 Informazioni di base sulla terra da fonderia

La terra di fonderia è costituita da una miscela di sabbia silicea e di agglomeranti,

detti anche leganti, i quali possono essere inorganici o organici. Il componente di

base della terra di fonderia è la sabbia silicea. Quando vengono prodotti getti in

acciaio viene anche utilizzata sabbia di cromite. Alla terra di fonderia si richiedono le

seguenti proprietà:

Plasmabilità, per adattarsi alla forma del modello

Coesione, per mantenere la forma del modello

Refrattarietà, per resistere alla temperatura del metallo fuso

Permeabilità, per consentire l’uscita dei gas durante la colata

38

Mentre la refrattarietà e la plasmabilità possono essere attribuite essenzialmente

alla silice e all’argilla, le altre proprietà dipendono soprattutto dalle caratteristiche

fisiche della terra (granulometria, omogeneità, livello di compressione, ecc.).

2.10.2 Composizione della terra impiegata

I componenti della terra di fonderia e le modalità della sua preparazione e

movimentazione dipendono dal tipo di processo di formatura utilizzato.

La formatura a verde è idonea per le forme utilizzate negli impianti di formatura

automatica, i quali vengono impiegati per la produzione di serie di getti di piccole

dimensioni; infatti in tal caso è possibile l’automazione del processo utilizzano staffe

delle stesse dimensioni indipendentemente dalla dimensione dei getti.

I componenti della terra di fonderia per la formatura a verde sono i seguenti:

Sabbia silicea, costituita di quarzo (SiO2) al 95% circa per getti in acciaio

Argilla (circa 0,07%), utilizzata come legante inorganico; si tratta di polvere du

colore giallo chiaro, costituita da idrosilicati complessi di alluminio, ferro,

manganese, alcali

Nero minerale (circa 0,13%), costituito da carbon fossile in polvere,

idrocarburi vari, acqua, zolfo e ceneri

Acqua (circa 4%)

Si scegli di utilizzare sabbia lavata per ridurre la polverosità.

2.10.3 Lavorazione della terra

I vari componenti sopra descritti sono aggiunti alla sabbia

silicea ed il tutto viene impastato con acqua nella macchina

molazzatrice; questa macchina serve a macinare e ad

umidificare la terra con l’acqua rendendola omogenea. La

molazzatrice DISA TM, in figura 2.8, è in grado di assicurare

una capacità di lavorazione della terra estremamente

flessibile: il range di processo varia dalle 15 alla 115

tonnellate per ora. Figura 2.8 – Molazzatrice DISA TM da 15 a 115 t/h

39

2.10.4 Preparazione delle staffe

Con il termine cope and drag si intendono tutte quelle operazioni sequenziali da

effettuare necessariamente durante la preparazione delle staffe, per creare

correttamente la cavità per il getto e predisporre il sistema di colata.

La sequenza delle fasi di preparazione delle staffe può essere così riassunta:

Posizionamento della staffa inferiore vuota sul piano di lavoro

Riempimento della staffa inferiore con la terra per caduta dalla tramoggia

Compressione della terra e spianatura superficiale per rimuoverne eccessi

Realizzazione delle tirate d’aria per il drenaggio dell’aria e gas indesiderati

Essiccamento della forma inferiore e capovolgimento della staffa inferiore

Cospargimento di polvere distaccante e posizionamento della staffa superiore

sopra a quella inferiore tramite i pioli di riferimento

Posizionamento del modello ricoperto di polvere distaccante

Posizionamento dei modelli per materozze e sistema di colata

Riempimento con terra e ripetizione delle procedure di compattazione ed

essiccamento

Rimozione dei modelli delle materozze e del sistema di colata

Apertura delle staffe e capovolgimento di quella superiore con riempimento

di terra delle due cave dei cucchiai, precedentemente cosparsi con polvere

distaccante, seguito da ulteriore compattazione

Riposizionamento delle staffe affinché la terra collocata nell’ultima

operazione rimanga a contatto con la metà inferiore, permettendo così una

semplice estrazione del modello

Richiusura delle staffe

Poiché la nostra produzione rientra in una produzione limitata a 18 esemplari di

dimensioni piccole-medie, le esigenze economiche ci impongono di limitare i

costi del modello che perciò verrà realizzato in legno. Nel nostro caso non è

necessario la realizzazione di due semi-modelli, poiché il getto si troverà

interamente nella staffa superiore. Per facilitare la procedura di posizionamento

40

del modello, questo si vernicia secondo la norma UNI 473 consultabile nel

prospetto in tabella 2.7.

Tabella 2.7 – UNI 473 prospetto sulla colorazione specifica

Infine tra gli Allegato 2 è possibile consultare un prospetto dei rischi, danni e

metodologia di prevenzione nella movimentazione e preparazione delle staffe.

2.11 Preparazione del materiale da fondere

L’operazione di fusione e surriscaldamento del metallo si

effettua con forno ad arco diretto con elettrodi in grafite.

Si sollevano gli elettrodi e si ruota la volta; in seguito viene

effettuata la carica del rottame dall’alto. Viene chiuso il

forno e la fusione del rottame viene realizzata grazie

all’energia fornita dall’arco elettrico: il riscaldamento Figura 2.9 – Schema semplificativo di funzionamento di un forno ad arco elettrico

diretto

41

avviene principalmente per irraggiamento. Al termine della fusione viene effettuata

la scorifica, inclinando il forno e facendo defluire in una paiola le scorie che

galleggiano sul metallo fuso.

2.12 Lavorazioni e trattamenti finali su grezzo

In questo paragrafo verranno affrontate in maniera concisa le operazioni che si

effettuano sul grezzo di fonderia per prepararlo alle successive lavorazioni alle

macchine utensili. Dunque le operazioni da effettuare sono:

Distaffaggio, ossia la rimozione della staffa superiore tramite ausili di paranco

Sformatura, ovvero la rimozione del grezzo dalla forma

Rimozione dei canali di attacco di colata e della materozza tramite troncatura

Sabbiatura, per eliminare le imperfezioni del processo di fonderia

Smerigliatura, per eliminare le bave e i residui della troncatura

Pallinatura, per conferire una finitura superficiale di base anche alle superfici

non funzionali e ridurre il rischio di formazione di cricche durante la

lavorazione alle macchine utensili.

Si è deciso di dare maggiori informazioni tecniche riguardo la sola troncatura dal

momento che le altre operazioni sono piuttosto standardizzate.

2.12.1 Operazioni di troncatura

Il grezzo una volta rimosso dalle staffe deve essere separato dal sistema di colata e

dalle materozze andando a segnare rispettivamente i canali di attacco e il collare di

attacco della materozza.

Per effettuare la troncatura in maniera corretta, tenendo conto degli ingombri della

macchina e della geometria del grezzo e volendo utilizzare un’unica sega circolare

per effettuare sia la troncatura della materozza che dei canali di attacco, la scelta è

ricaduta su una sega circolare troncatrice in acciaio super rapido PROPELLER BLACK

HSS I 6800 a dentatura fine. I dettagli sono riportati in figura 2.10.

42

Figura 2.10 – Geometria della sega circolare per troncatrice PROPELLER

Per quanto riguarda la velocità di taglio consigliata dal produttore oscilla tra i 15 e i

25 m/min , come riportato in figura 2.11.

Figura 2.11 – Velocità di taglio e lubrificazione consigliata

43

Capitolo 3 – Lavorazione alle macchine utensili

3.1 Descrizione globale del ciclo di lavorazione

Il grezzo di fonderia, dopo aver subìto le lavorazioni finali di troncatura, sabbiatura,

smerigliatura, e pallinatura, è pronto per essere lavorato alle macchine per

asportazione di truciolo. Tramite specifiche lavorazioni meccaniche è possibile

garantire le tolleranze e le finiture superficiali richieste dal disegno del finito.

In Allegato 1 è possibile consultare il disegno del finito.

È opportuno ricordare che già nel progettare il processo di fonderia si è tenuto

conto delle successive lavorazioni meccaniche, testimoniato dal calcolo dei

sovrametalli di lavorazione su determinate superfici.

Le lavorazioni da effettuare sul grezzo sono le seguenti:

Fresatura delle superfici interne dei cucchiai

Spianatura delle superfici laterali dei supporti e dei rinforzi

Foratura per fori presenti sui supporti

Fresatura del tagliente di separazione tra i cucchiai

Fresatura della zona superiore tagliata dei cucchiai

3.2 Individuazione dei processi di lavorazione e sequenza delle fasi

Tenendo presente che non esiste un metodo univoco per la realizzazione delle

lavorazioni elencate precedentemente, dal momento che molte di esse possono

essere ottenute con utensili e procedure diverse, in tabella 3.1 con riferimento alla

figura 3.1 vengono esposte le operazioni per asportazione di truciolo scelte per

determinate superfici associate e la tipologia di macchina utilizzata.

44

Figura 3.1 e tabella 3.1 – Associazione delle superfici con il tipo di lavorazione e processo

La sequenza delle operazioni rispecchia la successione in tabella 3.1 ed è stata

opportunamente scelta per minimizzare i diversi bloccaggi del pezzo da lavorare sul

banco macchina, riunire quanto più possibile le operazioni effettuabili con lo stesso

utensile o macchina. Per la precisione l’intero processo può essere realizzato

utilizzando unicamente due tipi di macchine e cambiando di volta in volta i vari

utensili.

3.3 Dettaglio delle lavorazioni e raggruppamento in fasi e sottofasi

Per tutte le informazioni ed indicazioni specifiche delle singole fasi di lavorazione si

consultino in Allegato 3 i Cartellini per i cicli di lavorazione ed i Fogli di analisi delle

lavorazioni.

Superficie Processo Macchina

2 - 5 - 6 Spianatura Fresatrice

KITAMURA

JIGCENTER-5

5 - 6 Foratura Trapano

SERRAMAC

serie High-

Tech

3 Fresatura Fresatrice

KITAMURA

JIGCENTER-5


KITAMURA

JIGCENTER-5


KITAMURA

JIGCENTER-5

45

Si ricorda che nei fogli di analisi delle lavorazioni in cui è previsto l’utilizzo della

fresatrice CNC non sono specificati alcuni parametri di lunghezza e profondità di

lavorazione, dal momento che essi sono assegnati nella fase di programmazione del

percorso macchina.

3.4 Scelta degli utensili ed inserti per la specifica lavorazione

In questo paragrafo viene effettuata la scelta del particolare utensile e/o inserto, la

determinazione dei parametri di taglio, il calcolo della potenza di taglio richiesta

nonché i tempi macchina per le singole lavorazioni.

Per selezionare gli utensili più idonei, cercando di limitare la diversificazione dei

fornitori, si è scelto di consultare il catalogo della seguente azienda:

Walter-Tools

3.4.1 Spianatura ( Fase 10 )

Per garantire un sicuro accoppiamento tra i supporti della paletta e la girante della

turbina bisognerà fare in modo che le superfici di queste siano perfettamente

parallele. Si dovrà quindi intervenire eliminando gli angoli di sformo realizzati per

l’estrazione del grezzo di fonderia dalla forma.

Per quest’operazione si è deciso di usare una fresa per spallamenti retti Walter Xtra-

tec® F 4042. In figura 3.2 sono riportate le caratteristiche geometriche delle fresa

scelta.

46

Figura 3.2 - Geometria della fresa F 4238

Per la scelta degli inserti da utilizzare, da catalogo si è scelto di utilizzare inserti

romboidali positivi Tiger-Tec®, in metallo duro rivestito.

Figura 3.3 – Geometria dell’inserto Tiger-Tec®

47

Dal catalogo del fornitore si ricavano i valori consigliati riguardo a:

velocità di taglio → vc = 100 m/min

avanzamento al dente → fz0 = 0,08 mm

Quest’ultimo parametro andrà

modificato con opportuni fattori

di correzione, presenti su

catalogo, in funzione della

larghezza di taglio (ae = 10 mm ).

Nel nostro caso risulta:

fz = fz0 ∙ kae = 0,08 mm

Grazie a questi dati, è possibile ora passare al calcolo delle rimanenti informazioni

necessarie per effettuare l’operazione di sgrossatura:

Numero di giri del mandrino: n =

= 3183 giri/min

Velocità di avanzamento: vf = fz ∙ z ∙ n = 764 mm/min

Angolo di attacco: φs = 2 ∙ arcsin

= 36°

Spessore medio del truciolo: hm = (

)

= 0,08 mm

Pressione di taglio: kc = kc1 ∙ ∙ [1 – (0,01 ∙ 0 )] = 3059 N/mm2

Fabbisogno di potenza: P =

= 0,49 kW

Per il calcolo del fattore di pressione di taglio kc, in maniera abbastanza rigorosa si è

sfruttata la relazione di Kronemberg, in cui la forza di taglio specifica kc1 si ricava

facilmente da catalogo (1800 N/mm2) così come l’esponente mc per acciai

inossidabili austenitici (0,21).

Per calcolare il tempo di lavorazione, altrimenti detto tempo macchina, si dovrà

considerare la lunghezza di corsa L0 cui andrà sommata l’extra-corsa L*. Inoltre, viste

Figura 3.4 – Fattori di correzione per l’avanzamento al dente

48

le dimensioni dell’utensile scelto, non basterà effettuare un’unica passata per

lavorare l’intera superficie, ma ne serviranno più in serie, nel nostro caso 6.

Dunque risulta:

L = L0 + L* = 154 mm

In definitiva il tempo macchina per singola passata risulterà essere:

t =

∙ 60 = 12,1 s

La stessa operazione effettuata sulle superfici laterali dei supporti, verrà ripetuta

anche sui rinforzi dei cucchiai. Essendo uguali i parametri di lavorazione, cambierà

solamente la lunghezza di corsa (2 passate) e di conseguenza il tempo macchina.

In particolare:

L = L0 + 2 ∙ L* = 180 mm

t =

∙ 60 = 14,14 s

3.4.2 Foratura ( Fase 20 )

Per la realizzazione dei fori passanti sui sostegni della paletta si procederà con una

foratura di 22 mm.

Si è scelto di usare una punta elicoidale in metallo duro integrale Walter X-Treme,

Serie A3399XPL.

La geometria della punta è lunga secondo norma DIN 6537 L, con angolo della punta

di 140°; per ulteriori dettagli consultare il prospetto in figura 3.5.

49

Figura 3.5 - Geometria della punta elicoidale Walter - Tools

Per quanto riguarda i parametri di taglio consigliati si ricavano semplicemente dal

catalogo del fornitore:

Velocità di taglio: vc → 38 m/min

Avanzamento per giro: ag → 0,19 mm/giro

Dopo aver valutato questi dati a fronte di una durezza del nostro materiale pari a

170 HB, si è tuttavia scelto di applicare una velocità di taglio pari a 39,1 m/min.

È quindi possibile effettuare il calcolo della potenza massima richiesta e del tempo

macchina per effettuare la foratura, tenendo presente della geometria della punta

scelta. In particolare si evidenzia l’utilizzo di un angolo φ dell’elica di 30°.

Si possono estrapolare quindi i seguenti valori:

Velocità di rotazione del mandrino → n =

= 550 giri/min

Velocità di avanzamento del mandrino → va = a n = 104,5 mm/min

Sezione del truciolo → S =

= 1,045 mm2

Avanzamento del dente al giro → az =

= 0,095 mm/giro dente

Spessore del truciolo → h = az sin = 0,089 mm

50

Per il calcolo della forza di taglio è necessario prima determinare il fattore di

pressione di taglio kc il quale dipende dal tipo di materiale e dalla geometria

dell’elica, in cui i fattori kc1 ed mc sono gli stessi utilizzati precedentemente.

Quindi la pressione di taglio vale:

kc = kc1 (az = 2990 N/mm2

La forza di taglio vale quindi:

Ft = kc S = 3125 N

Per quanto concerne invece la potenza necessaria per la lavorazione si ottiene:

P =

= 1,98 kW

Rimane solo da effettuare il calcolo del tempo macchina, nel quale bisogna però

considerare che la corsa totale di lavorazione comprende la profondità del foro L0 a

cui va sommata l’extra-corsa L* , dovuta alla geometria di punta con angolo diverso

da 90°. L’extra-corsa L* si calcola come segue:

L* =

= 4 mm

Per cui la corsa totale di foratura sarà:

L = L0 + L* = 35 mm

Allora il tempo macchina è dato da:

t =

60 = 19,5 s

3.4.3 Fresatura ( Fase 30 )

Per la lavorazione delle superfici interne dei cucchiai si procederà nel seguente

modo:

51

Sgrossatura, con asportazione di 4 mm di sovrametallo

Semifinitura, con asportazione di 2,5 mm di sovrametallo

Finitura, con asportazione di 0,5 mm di sovrametallo

Nei calcoli successivi si descriveranno le lavorazioni effettuate su un singolo

cucchiaio, che verranno specularmente ripetute sull’altro.

Per la realizzazione della sgrossatura si è deciso di utilizzare un fresa a testa sferica

Walter F 2339, forma A. Tale fresa, le cui caratteristiche geometriche sono

consultabili in figura 3.6, è un utensile di fresatura espressamente sviluppato per

applicazioni di sgrossatura.

Figura 3.6 – Geometria della fresa a testa sferica F 2339

Per quanto riguarda gli inserti da utilizzare, la stessa casa produttrice consiglia

l’impiego di inserti sagomati positivi Tiger-Tec®, in metallo duro rivestito.

52





Tuttavia quest’ultimo parametro

va modificato con opportuni

fattori di correzione, presenti su

catalogo, in funzione di

larghezza di taglio ( ae = 16 mm)

e profondità di taglio ( ap = 4

mm)


fz = fz0 ∙ kae ∙ kap = 0,084 mm

Grazie a questi dati, è possibile ora passare al calcolo delle rimanenti informazioni

necessarie per effettuare l’operazione di sgrossatura:


53


= 2586 giri/min



= 106,8°


)

= 0,072 mm



= 1,99 kW

Rimane solo da effettuare il calcolo del tempo macchina, tenendo conto che la

complessità della superficie ci porterà a considerare come lunghezza della corsa

massima il valore dell’arco massimo del cucchiaio. Questa scelta è stata presa per

poter ottenere un tempo di lavorazione leggermente superiore a quello effettivo,

portandoci quindi a favore di sicurezza.

Si sottolinea che sarà necessario effettuare più passate in successione in modo da

poter ricoprire l’intera superficie interna del cucchiaio, nel nostro caso pari a 8.

Bisogna considerare che la lunghezza di ogni singola passata deve comprendere

anche l’extra-corsa, che abbiamo scelto di prendere pari a 4 mm.

Dunque risulta:

L = L0 + 2 ∙ L* = 175 mm

In definitiva il tempo macchina per singolo passaggio risulterà essere:

t =

∙ 60 = 22 s

Per la realizzazione della semifinitura si è deciso di utilizzare lo stesso utensile e gli

stessi inserti scelti per la sgrossatura, così da non gravare ulteriormente sui costi.

La differenza tra la lavorazione precedente e questa sarà la profondità di passata

pari a 2,5 mm e la larghezza di taglio pari a 14 mm.

Da catalogo si ottiene anche in questo caso un avanzamento per dente fz = 0,084

mm, mentre per la semifinitura è consigliata una velocità di taglio vc = 195 m/min.

54

Calcoliamo nuovamente i valori dei parametri:


= 4433 giri/min



= 89°


)

= 0,075 mm



= 1,68 kW

Per il calcolo del tempo macchina si tiene conto delle considerazioni fatte

precedentemente per la sgrossatura.

In questo caso le passate da effettuare per la lavorazione di ogni cucchiaio risultano

essere 10.

Risulta:

L = L0 + 2 ∙ L* = 190 mm

Quindi il tempo macchina per singolo passaggio sarà pari a:

t =

∙ 60 = 16 s

Per l’ultima operazione di finitura si è reso necessario il cambio d’utensile per

ottenere un miglior risultato in termini di rugosità superficiale. Per questo motivo si

è optato per una fresa a copiare Walter F 2139, utensile ad elevata precisione per la

lavorazione di finitura di superfici a forma libera, dunque adatta per il nostro caso.

In figura 3.9 sono evidenziate le caratteristiche geometriche dell’utensile scelto.

55



l’impiego di inserti a fissaggio meccanico Tiger-Tec®, in metallo duro rivestito.


56




Anche in questo caso

quest’ultimo parametro va



catalogo, in funzione di larghezza

di taglio ( ae = 4 mm) e

profondità di taglio ( ap = 0,5

mm). Poiché lo spessore 0,5 mm

non è tabellato si è preso un

valore del fattore di correzione

kap intermedio tra quelli per gli

spessori 0,4 e 0,6 mm.


fz = fz0 ∙ kae ∙ kap = 0,0675 mm

Passando al calcolo degli altri parametri di lavorazione:


= 15517 giri/min



= 60°


)

= 0,0645 mm



= 0,28 kW

Per il calcolo del tempo macchina si tiene conto delle considerazioni fatte

precedentemente per la sgrossatura e semifinitura.


57


essere 36.

Risulta:

L = L0 + 2 ∙ L* = 198 mm


t =

∙ 60 = 6 s


Per la realizzazione dell’intaglio nella zona superiore della paletta si è deciso di

operare nel seguente modo:

Fresatura, per creare la geometria richiesta

Fresatura, per rifinire i contorni

Per la prima di queste operazioni si è optato per una fresa sferica Protostar® 30, in

metallo duro rivestito. La geometria della fresa, secondo norma DIN 844 B, è

consultabile in figura 3.12.

58

Figura 3.12 – Geometria della fresa a testa sferica Protostar® 30

Da catalogo ricaviamo i parametri di taglio:


avanzamento al dente → fz = 0,1 mm

Calcoliamo, dunque, gli altri valori:


= 3183 giri/min



= 22°


)

= 0,98 mm



= 6,39 kW

59

Nel calcolo del tempo macchina dovremo tener presente che non è possibile

realizzare una metà dell’intaglio con un’unica passata, ma ne saranno necessarie

due. Si ricorda inoltre che per la complessità della forma da ottenere si effettuerà un

calcolo di massima, tenendoci a favore di sicurezza. Inoltre, consideriamo una

lunghezza di extra-corsa di 4 mm.

Risulta dunque:

L = 2 ∙ L0 + 2 ∙ L* = 126 mm


t =

∙ 60 = 3,6 s

Per quanto riguarda la rifinitura del contorno utilizzeremo un utensile apposito per

questo tipo di lavorazioni. La scelta è ricaduta su una fresa per contornatura Walter

F 2231, forma A, le cui caratteristiche geometriche sono indicate in figura 3.13.

Figura 3.13 – Geometria della fresa per contornatura F 2231

60


l’impiego di inserti circolari positivi a fissaggio meccanico Tiger-Tec®.





Anche in questo caso quest’ultimo

parametro va modificato con

opportuni fattori di correzione,

presenti su catalogo, in funzione di

larghezza di taglio ( ae = 8 mm) e

profondità di taglio ( ap = 1 mm).


fz = fz0 ∙ kae ∙ kap = 0,072 mm



61


= 1989 giri/min



= 180°


)

= 0,046 mm



= 0,33 kW

Anche per questa lavorazione valgono le considerazioni fatte per quella precedente.


essere 2.

Risulta, per passata completa:

L = 2 ∙ L0 + 2 ∙ L* = 126 mm


t =

∙ 60 = 26,4 s


Per la realizzazione del tagliente che separa i due cucchiai della paletta opereremo

nel seguente modo:

Sgrossatura, in due passate successive con asportazione di 3 mm per ciascuna

Finitura, con asportazione di 0,5 mm

Nel seguito del paragrafo si descriverà l’approccio utilizzato per la lavorazione di una

sola superficie del tagliente, che sarà poi ripetuta allo stesso modo per l’altra.

Per la prima delle due operazione si è deciso di utilizzare una fresa con inserti

circolari Walter F 2234. In figura 3.16 sono riportate le caratteristiche geometriche

della fresa scelta.

62

Figura 3.16 – Geometria della fresa F 2234

Gli inserti adatti per l’utensile scelto sono circolari positivi Tiger-Tec®, a fissaggio

meccanico.


Dal catalogo del fornitore si ricava:

63








di taglio ( ae = 6 mm ) e

profondità di taglio ( ap = 3 mm ).


fz = fz0 ∙ kae ∙ kap = 0,144 mm

In questa operazione si potrà intervenire tramite la fresatura detta a tuffo inclinato.



= 2653 giri/min



= 180°


)

= 0,025 mm



= 4,47 kW

Per completare una sgrossatura dell’intero tagliente, l’utensile dovrà percorrere 3

corse. Consideriamo un’extra-corsa iniziale di 1 mm e uno finale di 4 mm.

Risulta:

L = L0 + L*i + L*

f = 28 mm


t =

∙ 60 = 1,1 s


64

Per l’operazione di finitura si è optato per una fresa a copiare Walter F 2139, per

ottenere un miglior risultato in termini di rugosità superficiale.

In figura 3.19 sono evidenziate le caratteristiche geometriche dell’utensile scelto.



l’impiego di inserti a fissaggio meccanico Tiger-Tec®, in metallo duro rivestito.

65










di taglio ( ae = 4 mm) e

profondità di taglio ( ap = 0,5

mm). Poiché lo spessore 0,5 mm

non è tabellato si è preso un

valore del fattore di correzione

kap intermedio tra quelli per gli

spessori 0,4 e 0,6 mm.


66


fz = fz0 ∙ kae ∙ kap = 0,0675 mm



= 15517 giri/min



= 60°


)

= 0,0645 mm



= 0,28 kW

In questo caso le passate da effettuare per la lavorazione del tagliente risultano

essere 12. Anche in questo caso consideriamo un’extra-corsa iniziale di 1 mm e una

finale di 4 mm.

Risulta:

L = L0 + L*i + L*

f = 28 mm


t =

∙ 60 = 0,8 s

3.5 Verifica delle finiture superficiali

La finitura superficiale generale del grezzo, una volta uscito dalla fonderia,

dipendendo strettamente dalla granulometria della sabbia impiegata, è abbastanza

modesta: il valore di rugosità media è di 25µm. Questo tipo di risultato si trova ad

essere incompatibile con la funzionalità del pezzo. Attraverso la lavorazione alle

macchine utensili è stato possibile ottenere finiture superficiali più spinte, in

particolare nella zona dei cucchiai e del tagliente. Utilizzando la formula di Schmalz,

è possibile ricavare la rugosità di ogni lavorazione grazie all’avanzamento al dente e

al raggio di punta (rc) dell’inserto.

67

Ra =

Per le diverse lavorazioni si sono ottenuti i seguenti risultati:

Lavorazione Rugosità

Spianatura 0,5 µm

Finitura cucchiai 0,035 µm

Finitura coltello 0,29 µm

Contornatura 0,058 µm

3.6 Scelta delle macchine

In base agli utensili utilizzati, ai loro parametri di taglio, alle caratteristiche

geometriche e le potenze richieste sono state scelte le macchine più idonee.

Di seguito sono riportate le immagini e le caratteristiche delle due macchine

utilizzate.

3.6.1 Centro di lavoro verticale KITAMURA JIGCENTER-5

Tipo : 5 assi CNC : Fanuc Dimensioni tavola : 780 x 1200 mm Corsa asse x longitudinale : 815 mm Corsa asse y trasversale : 745 mm Corsa asse z verticale : 500 mm Attacco mandrino : 40 ISO Velocità di rotazione : 20000 giri/min Potenza motore : 13 kW Stazioni portautensili : 50 nr.

68

3.6.2 Trapano SERRMAC serie High-Tech

Capacità di foratura su acciaio R50: 50 mm Cono mandrino : CM 4 Corsa mandrino: 145 mm Discesa automatica a 3 velocità : 0,05 - 0,1 - 0,2 rpm Discesa automatica con frizione elettromeccanica : 0,05 – 0,1 – 0,2 rpm Velocità madrino : 45 – 900 / 110 – 2150 rpm Potenza motore : 2,2 – 3 kW Trasmissione : Inverter Colonna : Primastica Tavola : TC – TCu TC : Corsa long. Manuale asse X : 585 mm Tc : Corsa long. Automatica asse X : 520 mm TC : Corsa trasversale manuale asse Y: 240 mm Dimensioni (h x l x p) : 1986x675x1100 Peso : 780 Kg (TC) – 800 Kg (TCu)

69

Capitolo 4 – Stima dei costi di produzione

4.1 Metodologia impiegata per effettuare la stima

Si è deciso di dedicare un capitolo specifico per la stima dei costi di produzione a

questo punto della trattazione e non prima, poiché per la completa realizzazione

delle 18 palette commissionate è necessario seguire entrambi i processi di fonderia

e di lavorazione alle macchine utensili. È apparso quindi logico affrontare la stima

dei costi avendo una visione d’insieme sull’intero processo realizzativo.

Da questa stima si ricaverà il costo di una paletta e i costi totali in base ai processi di

fonderia e alla lavorazione delle macchine utensili.

I costi totali di produzione sono il risultato della somma dei costi del materiale

(€/kg), delle macchine, degli utensili (€/unità) e della manodopera (€/h).

I costi di produzione si dividono in due categorie:

Costi diretti: utensili, manodopera, energia elettrica, macchinari

Costi indiretti: stoccaggio materiali, spedizione e vendita, amministrazione

4.2 Costi processo di fonderia

4.2.1 Costi dell’acciaio

Descrizione Quantità Prezzo

unitario

Prezzo

totale Info

Materiale Kg €/kg €

AISI 316

14 2,39 33,46

Materiale per la colata

di un pezzo

Tot. costo

materiale 252 2,39 602,28 18 pezzi

70

Energia kWh/t €/kWh €

Forno ad arco

elettrico 385 0,6 57,75 0,25 t → 1 fusione

Elettrodi 12 10 120 2,2 kg/t

Tot costo energia 177,75

Manodopera h €/h €

Operatore 1 20 20 1 ora a fusione

Costo totale 800

4.2.2 Costi di formatura


unitario

Prezzo

totale Info

Materiale Kg

€/kg €

Terra

2052 0,5 1026

114 kg per

formatura

Polvere

distaccante 4,5 1 4,5

0,25 kg per

formatura

71

Parti pz €/pz €

Materozze 36 3,45 124,2

Sistema di colata 18 23 417

Energia kWh €/kWh €

Paranco 1 0,6 9 18 h di utilizzo


Operaio formatura 18 20 360 1 h a formatura

Tot costi

formatura 1940,2

4.2.3 Costi di finitura del grezzo


unitario

Prezzo

totale Info

Manodopera h

€/h €

Distaffaggio

0,3 20 108

Sformatura 0,4 20 144

72

Troncatura 0,2 20 72

Sabbiatura 0,1 20 36

Smerigliatura 0,1 20 36

Pallinatura 0,1 20 36


Macchinari (sabbiatrice,

pallinatrice,paranchi) 3 0,6 48,6 27 h

Costi materiali e consumi

secondari

10% dei costi

totali 48

Tot costi finitura 528,6

4.2.4 Costi di realizzazione dei modelli


unitario

Prezzo

totale

Info

Materiale Kg €/Kg €

Legno (betulla-pioppo

compensato)

1 0,4 0,4

73


Lavorazione del modello 10 35 350


secondari

10% dei costi

totali

35

Tot costi modelli 385,4

4.2.5 Costi indiretti

Descrizione €

30% dei costi diretti 856,3

4.2.6 Costi totali di fonderia


unitario

Prezzo

totale

Info

Materiale Kg

€/Kg €

Recupero materiale di

scarto come rottame al

35%

103,6 0,3 - 31 Materiale recuperato

sulla colata di un

pezzo

Tot costo del lotto 3679,5

Costo singolo pezzo 204,4

74

4.3 Costi processo di lavorazione alle macchine utensili

I tempi necessari all’esecuzione di un ciclo di lavorazione vengono suddivisi in: tempi

attivi, tempi passivi e tempi di cambio utensile. I tempi attivi sono quelli effettivi di

lavorazione o di taglio; i tempi passivi sono necessari per lo svolgimento delle

operazioni di montaggio e smontaggio del pezzo, e di avviamento e arresto della

macchina; gli ultimi sono necessari al cambio dell’utensile e dipendono dal tipo di

lavorazione da effettuare.

Poiché si sono utilizzate le velocità di taglio consigliate sui cataloghi, si considera una

durata media per gli inserti di 15 minuti, mentre per le punte da foratura di 2 ore.

4.3.1 Tempi macchina per un singolo pezzo

Operazione Tempi attivi (s) Tempi passivi (s)

Foratura 78 340

Fresatura 1450 3580

4.3.2 Costi di lavorazione per asportazione di truciolo

Descrizione Quantità Prezzo unitario Prezzo totale Info

Utensili/inserti pz €/pz €

Punte per

foratura

12

21

252

Inserti per

fresatura

406

3

1218

Diversi inserti

per i vari tipi di

fresatura

Tot costo

utensili/inserti

1470

75


Fresatrice 13 0,6 57 7,3 h di lavoro

Trapano 3 0,6 1 0,4 h di lavoro

Tot costo

energia

58


Manodopera

fresatrice

25

20

500

Manodopera

foratura

0,1

20

2

Tot costo

manodopera

502

4.3.3 Costi indiretti e consumi secondari

Descrizione € Info


secondari

203 10% dei costi diretti

Costi indiretti 670 30% dei costi totali

4.3.4 Costi totali di lavorazione alle macchine utensili

Descrizione €

Tot costo del lotto 2903

Costo singolo pezzo 161

76

4.4 Costi totali di produzione

Descrizione € Info

Tot costo del lotto 6582,5

Costo singolo pezzo 365,7

Utile lordo 73 + 20%

Prezzo finale di vendita

del singolo pezzo 438,7

77

Capitolo 5 – Stampaggio a caldo

5.1 Descrizione globale del ciclo

Lo stampaggio a caldo dell’acciaio è una tecnologia di produzione molto usata

soprattutto per lotti di grande serie per pezzi semplici con dimensioni contenute. Lo

stampaggio consiste nel deformare plasticamente il metallo grezzo, forzandolo ad

assumere la forma di uno stampo mediante una pressa idraulica o un maglio

meccanico.

Lo stampaggio viene effettuato ad una temperatura maggiore di quella tipica di

ricristallizzazione: ciò assicura di diminuire le tensioni residue nel finito e soprattutto

una più facile lavorabilità. Infatti la resistenza a snervamento dell’acciaio decresce di

circa un ordine di grandezza a tale temperatura. Tuttavia, date le alte temperature e

le ingenti forze in gioco, il processo per deformazione plastica è generalmente molto

costoso.

5.2 Dimensionamento del grezzo

Si sceglie la forma del grezzo che più si avvicina alle caratteristiche dimensionali del

finito per limitare i cambiamenti di forma durante lo stampaggio. Il volume del

materiale grezzo dovrà inoltre essere maggiore di quello del finito: bisogna tener

conto dei residui che finiranno nel canale di bava e la parte di metallo che si ossiderà

una volta riscaldato. Si sceglie il grezzo in forma di billette a sezione quadrata e se ne

determinano le dimensioni in base al volume necessario.

Volume del finito alla temperatura di stampaggio → = 1775502 mm3

Volume della camera scarta-bava → = 880348 mm3

Si calcola quindi il volume della billetta ipotizzando che la camera scarta-bava sia

riempita al 50%.

Volume billetta → =

= 2215676 mm3

78

Si sceglie quindi una billetta con una sezione quadrata di 80 x 80 mm ed una

lunghezza ottenuta per segagione di 347 mm.

5.3 Calcolo dei sovrametalli

Si calcolano ora i sovrametalli da porre nelle zone che dovranno poi essere

successivamente lavorate per asportazione di truciolo. Per determinarli si fa

riferimento ai valori riportati in tabella 5.1.

Tabella 5.1 – Valori indicativi di sovrametallo per lo stampaggio

Quindi i sovrametalli saranno di 3 mm sulla superficie interna dei cucchiai e sul

tagliente.

5.4 Angoli di sformo

Gli angoli di sformo consentono al finito di poter essere facilmente estratto dallo

stampo. Essi sono solitamente di 7-9° per le superfici esterne, tuttavia possono

arrivare anche a 10-12° per facce con elevato sviluppo in altezza o anime interne il

cui distacco non è favorito dal ritiro del metallo durante il raffreddamento.

79

5.5 Raggi di raccordo

I raggi di raccordo sono molto importanti perché permettono al metallo, durante la

deformazione plastica, di poter riempire e raggiungere cavità anguste senza che si

formino problemi di turbolenza, ovvero la formazione di un sopradosso.

Il metallo si comporta infatti come un fluido molto viscoso il quale scambia forze

d’attrito notevoli con la superficie interna dello stampo. In figura 5.1 è illustrato il

meccanismo di formazione del sopradosso e vengono riportati i raggi di raccordo più

comuni.

Figura 5.1 – Meccanismo di formazione del sopradosso e valori indicativi per i raggi di raccordo

5.6 Dimensionamento del canale di bava

Il dimensionamento del canale di bava viene effettuato eseguendo una stima

dell’area di impronta della paletta da realizzare. Con riferimento alla tabella 5.2 si

utilizza la seguente formula:

L = 0,0175 ∙ √ = 6,45 → si sceglie il valore di 8 mm

80

Tabella 5.2 – Parametri di dimensionamento del canale di bava

5.7 Calcolo delle forze di stampaggio

Durante lo stampaggio la forza necessaria alla deformazione del metallo non è

costante, bensì aumenta man mano che vengono occupati i più piccoli interstizi e va

idealmente all’infinito nel momenti di contatto tra lo stampo superiore e quello

inferiore (si veda figura 5.3). La pressa verrà tuttavia arrestata quando la cavità della

bava sarà riempita completamente. Si calcola quindi la forza che la pressa dovrà

imprimere, tenendo presente che k è una costante che dipende dalla complessità

geometrica del pezzo, mentre A2 rappresenta l’area dell’impronta del pezzo sullo

stampo comprendente l’area del canale di bava.

F = k ∙ Re ∙ A2 = 5 ∙ 235 ∙ 198987 = 233810 kN

81

Figura 5.2 – Andamento della forza di stampaggio in funzione della corsa dello stampo superiore

Poiché la forza risulta essere molto grande sarà necessario effettuare lo stampaggio

in più stadi intermedi.

5.8 Dimensionamento dello stampo

Utilizzando gli abachi proposti dal libro “Tecnologia Meccanica e studi di

fabbricazione”, Giusti-Santochi, si effettua il dimensionamento di massima dello

stampo. Gli abachi mostrati nelle tabelle seguenti consentono di procedere con il

dimensionamento, tenendo conto di molte variabili tra cui materiale dello stampo,

del grezzo e la “storia” delle lavorazioni eseguite.

Lunghezza dello stampo

L = l ∙ fl

fl = 1,9

L = 1,9 ∙ 338 = 642,2 mm

82

Larghezza dello stampo

B = b ∙ fb

fb = 2,1

B = 2,1 ∙ 265 = 556,5 mm

In figura 5.3 è riportato lo schizzo dello stampo secondo il dimensionamento

effettuato precedentemente, consultabile anche in Allegato 4.

5.9 Conclusioni

Data la tiratura limitata della produzione (18 pezzi) ed il costo maggiore di un ordine

di grandezza dello stampaggio a caldo rispetto alla fonderia in terra (vedere anche

figura del paragrafo 2.2), si ritiene più opportuno seguire il processo produttivo per

fonderia con successiva lavorazione per asportazione di truciolo.

Altezza dello stampo

H = h ∙ fh

fh = 3,2

H = 3,2 ∙ 68 = 217,6 mm

83

Riferimenti bibliografici

- E. Chirone - S. Tornincasa, “Disegno tecnico industriale” 2 volumi, Gruppo

Editoriale Il Capitello, 2006

- Norme UNI – Ente Nazionale Italiano di Unificazione, Giugno 2014

- F. Santochi - M. Giusti, “Tecnologia Meccanica e studi di fabbricazione” 2°

Edizione, Casa Editrice Ambrosiana, 2000

- F. Veniali, “Dispense di Tecnologia Meccanica”, A.A. 2010/2011

- Walter-Tools, http://www.walter-tools.com, “General catalogue”, 2012

- Walter-Tools, http://www.walter-tools.com, “Supplementary catalogue”,

2012

- Walter-Tools, http://www.walter-tools.com, “Tiger-tec Silver Brochure”, 2013

- Angelo Ghezzi, http://www.angeloghezzi.it, “Catalogo PROPELLER

troncatura”

- Enel, “Tariffe per usi diversi”,

http://www.enel.it/itIT/reti/enel_distribuzione/venditori_tariffe/usi_diversi/,

Giugno 2014

- M. Marchetti – F. Felli, “Tecnologie aeronautiche”, volume 1, 2° Edizione,

Editrice ESA, 1995

http://www.walter-tools.com/



http://www.angeloghezzi.it/

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