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
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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
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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:
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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
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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
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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).
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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.
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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
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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
1 Fresatura Fresatrice
KITAMURA
JIGCENTER-5
4 Fresatura Fresatrice
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
Figura 3.7 – Geometria dell’inserto Tiger-Tec®
Dal catalogo del fornitore si ricavano i valori consigliati riguardo a:
velocità di taglio → vc = 130 m/min
avanzamento al dente → fz0 = 0,07 mm
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)
Nel nostro caso risulta:
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:
Figura 3.8 – Fattori di correzione per l’avanzamento al dente
53
Numero di giri del mandrino: n =
= 2586 giri/min
Velocità di avanzamento: vf = fz ∙ z ∙ n = 479 mm/min
Angolo di attacco: φs = 2 ∙ arcsin
= 106,8°
Spessore medio del truciolo: hm = (
)
= 0,072 mm
Pressione di taglio: kc = kc1 ∙ ∙ [1 – (0,01 ∙ 0 )] = 3127 N/mm2
Fabbisogno di potenza: P =
= 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:
Numero di giri del mandrino: n =
= 4433 giri/min
Velocità di avanzamento: vf = fz ∙ z ∙ n = 745 mm/min
Angolo di attacco: φs = 2 ∙ arcsin
= 89°
Spessore medio del truciolo: hm = (
)
= 0,075 mm
Pressione di taglio: kc = kc1 ∙ ∙ [1 – (0,01 ∙ 0 )] = 3094 N/mm2
Fabbisogno di potenza: P =
= 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
Figura 3.9 – Geometria della fresa a testa sferica F 2139
Per quanto riguarda gli inserti da utilizzare, la stessa casa produttrice consiglia
l’impiego di inserti a fissaggio meccanico Tiger-Tec®, in metallo duro rivestito.
Figura 3.10 – Geometria dell’inserto Tiger-Tec®
56
Dal catalogo del fornitore si ricavano i valori consigliati riguardo a:
velocità di taglio → vc = 195 m/min
avanzamento al dente → fz0 = 0,05 mm
Anche in questo caso
quest’ultimo parametro va
modificato con opportuni fattori
di correzione, presenti su
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.
Nel nostro caso risulta:
fz = fz0 ∙ kae ∙ kap = 0,0675 mm
Passando al calcolo degli altri parametri di lavorazione:
Numero di giri del mandrino: n =
= 15517 giri/min
Velocità di avanzamento: vf = fz ∙ z ∙ n = 2095 mm/min
Angolo di attacco: φs = 2 ∙ arcsin
= 60°
Spessore medio del truciolo: hm = (
)
= 0,0645 mm
Pressione di taglio: kc = kc1 ∙ ∙ [1 – (0,01 ∙ 0 )] = 3200 N/mm2
Fabbisogno di potenza: P =
= 0,28 kW
Per il calcolo del tempo macchina si tiene conto delle considerazioni fatte
precedentemente per la sgrossatura e semifinitura.
Figura 3.11 – Fattori di correzione per l’avanzamento al dente
57
In questo caso le passate da effettuare per la lavorazione di ogni cucchiaio risultano
essere 36.
Risulta:
L = L0 + 2 ∙ L* = 198 mm
Quindi il tempo macchina per singolo passaggio sarà pari a:
t =
∙ 60 = 6 s
3.4.4 Fresatura ( Fase 40 )
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:
velocità di taglio → vc = 30 m/min
avanzamento al dente → fz = 0,1 mm
Calcoliamo, dunque, gli altri valori:
Numero di giri del mandrino: n =
= 3183 giri/min
Velocità di avanzamento: vf = fz ∙ z ∙ n = 2095 mm/min
Angolo di attacco: φs = 2 ∙ arcsin
= 22°
Spessore medio del truciolo: hm = (
)
= 0,98 mm
Pressione di taglio: kc = kc1 ∙ ∙ [1 – (0,01 ∙ 0 )] = 1808 N/mm2
Fabbisogno di potenza: P =
= 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
Quindi il tempo macchina per singolo passaggio sarà pari a:
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
Per quanto riguarda gli inserti da utilizzare, la stessa casa produttrice consiglia
l’impiego di inserti circolari positivi a fissaggio meccanico Tiger-Tec®.
Figura 3.14 – Geometria dell’inserto Tiger-Tec®
Dal catalogo del fornitore si ricavano i valori consigliati riguardo a:
velocità di taglio → vc = 100 m/min
avanzamento al dente → fz0 = 0,04 mm
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).
Nel nostro caso risulta:
fz = fz0 ∙ kae ∙ kap = 0,072 mm
Passando al calcolo degli altri parametri di lavorazione:
Figura 3.15 – Fattori di correzione per l’avanzamento al dente
61
Numero di giri del mandrino: n =
= 1989 giri/min
Velocità di avanzamento: vf = fz ∙ z ∙ n = 286 mm/min
Angolo di attacco: φs = 2 ∙ arcsin
= 180°
Spessore medio del truciolo: hm = (
)
= 0,046 mm
Pressione di taglio: kc = kc1 ∙ ∙ [1 – (0,01 ∙ 0 )] = 3436 N/mm2
Fabbisogno di potenza: P =
= 0,33 kW
Anche per questa lavorazione valgono le considerazioni fatte per quella precedente.
In questo caso le passate da effettuare per la lavorazione di ogni cucchiaio risultano
essere 2.
Risulta, per passata completa:
L = 2 ∙ L0 + 2 ∙ L* = 126 mm
Quindi il tempo macchina per singolo passaggio sarà pari a:
t =
∙ 60 = 26,4 s
3.4.5 Fresatura ( Fase 50 )
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.
Figura 3.17 – Geometria dell’inserto Tiger-Tec®
Dal catalogo del fornitore si ricava:
63
velocità di taglio → vc = 100 m/min
avanzamento al dente → fz0 = 0,12 mm
Anche in questo caso
quest’ultimo parametro va
modificato con opportuni fattori
di correzione, presenti su
catalogo, in funzione di larghezza
di taglio ( ae = 6 mm ) e
profondità di taglio ( ap = 3 mm ).
Nel nostro caso risulta:
fz = fz0 ∙ kae ∙ kap = 0,144 mm
In questa operazione si potrà intervenire tramite la fresatura detta a tuffo inclinato.
Passando al calcolo degli altri parametri di lavorazione:
Numero di giri del mandrino: n =
= 2653 giri/min
Velocità di avanzamento: vf = fz ∙ z ∙ n = 1528 mm/min
Angolo di attacco: φs = 2 ∙ arcsin
= 180°
Spessore medio del truciolo: hm = (
)
= 0,025 mm
Pressione di taglio: kc = kc1 ∙ ∙ [1 – (0,01 ∙ 0 )] = 3905 N/mm2
Fabbisogno di potenza: P =
= 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
Quindi il tempo macchina per singolo passaggio sarà pari a:
t =
∙ 60 = 1,1 s
Figura 3.18 – Fattori di correzione per l’avanzamento al dente
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.
Figura 3.19 – Geometria della fresa a testa sferica F 2139
Per quanto riguarda gli inserti da utilizzare, la stessa casa produttrice consiglia
l’impiego di inserti a fissaggio meccanico Tiger-Tec®, in metallo duro rivestito.
65
Figura 3.20 – Geometria dell’inserto Tiger-Tec®
Dal catalogo del fornitore si ricavano i valori consigliati riguardo a:
velocità di taglio → vc = 195 m/min
avanzamento al dente → fz0 = 0,05 mm
Anche in questo caso
quest’ultimo parametro va
modificato con opportuni fattori
di correzione, presenti su
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.
Figura 3.21 – Fattori di correzione per l’avanzamento al dente
66
Nel nostro caso risulta:
fz = fz0 ∙ kae ∙ kap = 0,0675 mm
Passando al calcolo degli altri parametri di lavorazione:
Numero di giri del mandrino: n =
= 15517 giri/min
Velocità di avanzamento: vf = fz ∙ z ∙ n = 2095 mm/min
Angolo di attacco: φs = 2 ∙ arcsin
= 60°
Spessore medio del truciolo: hm = (
)
= 0,0645 mm
Pressione di taglio: kc = kc1 ∙ ∙ [1 – (0,01 ∙ 0 )] = 3200 N/mm2
Fabbisogno di potenza: P =
= 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
Quindi il tempo macchina per singolo passaggio sarà pari a:
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
Descrizione Quantità Prezzo
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
Manodopera h €/h €
Operaio formatura 18 20 360 1 h a formatura
Tot costi
formatura 1940,2
4.2.3 Costi di finitura del grezzo
Descrizione Quantità Prezzo
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
Energia kWh €/kWh €
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
Descrizione Quantità Prezzo
unitario
Prezzo
totale
Info
Materiale Kg €/Kg €
Legno (betulla-pioppo
compensato)
1 0,4 0,4
73
Manodopera h €/h €
Lavorazione del modello 10 35 350
Costi materiali e consumi
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
Descrizione Quantità Prezzo
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
Energia kWh €/kWh €
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 h €/h €
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
Costi materiali e consumi
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
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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
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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
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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