OPTIMIZACION DE SISTEMAS DE ALIMENTACION Y LLENADO

TRATADO DE ALIMENTACION DE PIEZAS DE FUNDICION

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INDICE PROLOGO 1.- INTRODUCCION 2.- RENDIMIENTO DE PIEZA 3.- ALIMENTACION VS. LLENADO 4.- TERMODINAMICA DEL ENFRIAMIENTO

4.1.- Transmisin del calor 4.1.1.- Resistencias a la transmisin del calor 4.1.2.- Resistencia 1 : la pieza 4.1.3.- Resistencia 2 : interfase metal/molde 4.1.4.- Resistencia 3 : el molde

4.2.- Concepto de Mdulo Geomtrico 4.3.- Mdulo trmico o de enfriamiento

5.- MOVIMIENTOS DEL MOLDE. RIGIDEZ 5.1.- Molde rgido y Molde blando 5.2.- Dilatacin del molde 5.3.- Rigidez

6.- SOLIDIFICACION DE LAS ALEACIONES. CAMBIOS DE VOLUMEN 6.1.- La contraccin de los materiales 6.2.- La familia de los hierros grafticos 6.3.- Modos de solidificacin 6.4.- Tendencia al rechupe

6.4.1.- Factores de influencia 6.4.2.- Fundiciones nodulares y laminares 6.4.3.- Influencia de la Inoculacin 6.4.4.- Influencia de la Calidad Metalrgica

6.5.- Los cambios de volumen. Presiones de expansin 6.5.1.- La calidad metalrgica y los cambios de volumen 6.5.2.- Las presiones de expansin. Factores de influencia

qumicos 6.5.3.- El mdulo y las presiones de expansin

7.- COMPENSACION DE LOS CAMBIOS DE VOLUMEN. ALIMENTACION 7.1.- Las Mazarotas 7.2.- Enfriaderos

7.2.1.- Enfriaderos externos 7.2.2.- Enfriaderos internos

7.3.- Regruesamiento o Padding 7.4.- Galletas exotrmicas o aislantes 7.5.- Manguitos 7.6.- Aletas

8.- PASOS EN EL DISEO DE LA ALIMENTACION 8.1.- Pautas del diseo 8.2.- Planificacin del diseo

9.- CALCULO DEL MODULO 9.1.- Mdulo de figuras geomtricas elementales 9.2.- Mdulo medio 9.3.- Segmento 9.4.- Anlisis y Distribucin fraccional de mdulos

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9.4.1.- Anlisis del mdulo 9.4.2.- Distribucin de mdulos

9.5.- Mdulo representativo 9.6.- Mdulo de Transferencia de Lquido 9.7.- Mdulo Significativo 9.8.- Transferencia interna. Mdulo de transferencia 9.9.- Desviaciones tpicas en la aplicacin del concepto Mdulo Geomtrico

9.9.1.- Machos rodeados de metal 9.9.2.- Mdulo de cruces y rincones 9.9.3.- Cuello unin mazarota-pieza 9.9.4.- Otros puntos calientes

9.10.- Mtodo CTIF. Coeficiente de Forma. Placa Equivalente 9.11.- Unidad de Alimentacin

10.- SISTEMAS DE ALIMENTACION 10.1.- Alimentacin convencional 10.2.- Alimentacin Aplicada o por Aplicacin de la Presin de Expansin 10.3.- Mtodo del CTIF. Anlisis de la forma 10.4.- Mtodo de Holzmller y Kucharcik

11.- TEMPERATURAS Y TIEMPOS DE COLADA 11.1.- Temperatura de colada 11.2.- Tiempo de colada

12.- LA ALIMENTACION APLICADA 12.1.- Alimentacin Aplicada Directamente o por Aplicacin de la Presin

12.1.1.- Fundamentos del proceso 12.1.2.- Pasos o etapas del Diseo en AAD 12.1.3.- principios en que se basa y ejemplos 12.1.4.- Alimentacin con el Sistema de Llenado o Bebedero

12.2.- Diseo Sin Alimentacin o Mazarotaje 12.2.1.- Bases del Diseo 12.2.2.- Condiciones y Pasos del diseo 12.2.3.- Diseo de la mazarota de seguridad

12.3.- Diseo de Sistemas de Alimentacin por Control o Alivio de Presin

12.3.1.- Principios del proceso 12.3.2.- Discusin detallada del principio 12.3.3.- Diseo de la mazarota 12.3.4.- Diseo del cuello de la mazarota 12.3.5.- Mdulo del ataque 12.3.6.- Distancia de transferencia lquida 12.3.7.- Pasos del Diseo 12.3.8.- Comentarios adicionales sobre la ACP 12.3.9.- Ejemplos de realizaciones

12.4.- Alimentacin de fundiciones parcialmente carburdicas 12.4.1.- Generalidades 12.4.2.- Diseo del Sistema de Alimentacin 12.4.3.- Comentarios a la Alimentacin de Ni-Resist, laminar y

esferoidal

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13.- ANALISIS DE LA FORMA POR LAS SECCIONES Y FIGURAS DE REFERENCIA. METODO CTIF.

13.1.- Mtodo simplificado para la determinacin de las dimensiones de las mazarotas mediante el empleo de un calculador 13.1.1.- Caso de piezas de forma prismtica 13.1.2.- Particularidades del mtodo

13.2.- Mtodo elaborado por anlisis de la forma de la pieza (piezas de forma compleja) 13.2.1.- Fines del anlisis de la forma 13.2.2.- Determinacin de la Placa Equivalente 13.2.3.- Figuras de referencia macizas 13.2.4.- Figuras de referencia huecas 13.2.5.- Figuras de referencia de uniones y ncleos

13.3.- Ejemplos de aplicacin del Anlisis de la forma por las secciones y figuras de referencia 13.3.1.- Definicin de la Seccin de referencia 13.3.2.- Ejemplos aplicados a partir de las Figuras de referencia 13.3.3.- Marcha a seguir para el anlisis de la forma de una pieza 13.3.4.- Las tres reglas del mazarotaje 13.3.5.- Ejemplos de aplicacin

14.- METODO DE HOLZMLLER Y KUCHARCIK. FUNDICION DE GRAFITO LAMINAR 14.1.- Caractersticas de la solidificacin de las fundiciones grises 14.2.- Influencia del tiempo de contraccin sobre la forma an

alimentable de la pieza 14.3.- Determinacin del tamao de la mazarota 14.4.- Distancia de alimentacin de la fundicin 14.5.- Proceso resumido para el clculo de sistemas de alimentacin 14.6.- Algunos ejemplos de aplicaciones 14.7.- Caso de la fundicin de grafito esferoidal

15.- DISEO DE LA MAZAROTA 15.1.- Papel de la mazarota 15.2.- Mazarotas Abiertas vs. Cerradas (Ciegas) 15.3.- Diseo del techo de la mazarota 15.4.- Dimensionado de mazarotas con separacin horizontal 15.5.- Mazarotaje con separacin vertical

15.5.1.- Clculo de la mazarota 15.5.2.- Ejemplo de clculo de alimentacin

15.6.- Metal disponible. Volumen de alimentacin. 15.7.- Mazarotas especiales

15.7.1.- Mazarotas con macho separador 15.7.2.- Mazarota botella 15.7.3.- Mazarota Connor

15.8.- Modificacin del mdulo de la mazarota 15.8.1.- Manguitos exotrmicos y aislantes 15.8.2.- Clculo de manguitos

15.9.- Distancia de alimentacin. Nmero de mazarotas 15.9.1.- Bases metalrgicas. Alimentacin Aplicada

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15.9.2.- El concepto de distancia de alimentacin 15.9.3.- Valores de las distancias de alimentacin 15.9.4.- Nmero de mazarotas 15.9.5.- Prueba patrn de distancia de alimentacin

16.- DISEO DEL CUELLO 16.1.- Generalidades 16.2.- Relacin entre el mdulo del cuello y el de la pieza con fundicin

esferoidal. Influencia del contenido de magnesio 16.3.- Mdulo y dimensiones del cuello

APENDICE I.- LEY DE CHVORINOV. ENFRIAMIENTO Y SOLIDIFICACION DE LOS HIERROS GRAFITICOS

APENDICE II.- LOS CAMBIOS DE VOLUMEN Y EL MOLDE APENDICE III.- LOS CAMBIOS DE VOLUMEN Y LA METALURGIA APENDICE IV.- BASES DEL MAZAROTAJE POR APLICACION DE PRESION

O ALIMENTACION APLICADA DIRECTAMENTE

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PROLOGO En este Tratado de Alimentacin, que constituye la 1 parte del estudio

en amplitud de los Sistemas de Alimentacin y Llenado de piezas en Fundicin, se han revisado y estudiado ms de treinta referencias sobre el tema.

Como en todo, unas son ms completas que otras y nuestra intencin ha sido la de arbitrar caminos cuando han surgido desviaciones u opiniones opuestas.

Por ello, en la mayor parte del trabajo se ha adaptado la obra de S. Karsay, reproduciendo literalmente gran parte de sus escritos, diagramas, etc. Esto se debe a considerar su obra como ms avanzada.

Sin embargo, los criterios empleados en ella *), no solamente han sido algo confusos e insuficientes en ocasiones sino que, con el tiempo, se han llegado a contradecir. Por ello, se ha plasmado en este estudio la interpretacin ms plausible pendiente de corroborar en la prctica.

Es nuestra intencin plasmar claramente los mtodos de forma que el lector tenga a su alcance toda la informacin. Y luego, mediante ejemplos y explicaciones, comparar y resaltar dnde coinciden, en qu proporcin y , si es posible, sacar un mtodo propio (Esto se ha realizado en la segunda parte, Tratado de Llenado)

Con el estudio de la Alimentacin de las piezas, adems de la optimizacin del rendimiento, que se ve ms adelante, se busca tambin mejorar la calidad obteniendo piezas sanas y buenas. En este campo, la ausencia de defectos significa la ausencia de cavidades tipo rechupe; se har pues abstracin de defectos tales como inclusiones y sopladuras y siempre con la mente puesta en las fundiciones de hierro, pues, para otras aleaciones, con gases disueltos en proporciones mucho ms altas, los mtodos aqu descritos podran no ser aplicables, especialmente el de las distancias de alimentacin.

Una pieza sana es una pieza que en ningn sitio presenten defectos detectables con el medio de control empleado; por tanto, es esencial precisar, para estimar los costos de fabricacin, el medio de control exigido.

Uno de los mtodos ms precisos de control a nuestra disposicin es el examen microgrfico. Una pieza sana al examen microgrfico es una pieza sin ningn microrechupe. Sin embargo es largo y costoso, adems de destructivo y no extendible a toda la masa. Por ello su aplicacin no est generalizada para este tipo de defecto. Y se recurre a otros medios, como los rayos X, examen ganmagrfico y ultrasonidos. La dimensin mnima de los defectos detectables es funcin del mtodo operatorio y de los materiales empleados as como de las dimensiones de las piezas. Finalmente, existen medios de control ms rudimentarios, tales como el ensayo a presin o, simplemente el examen ocular.

En la prctica industrial se da una pieza por buena cuando su funcionalidad es satisfactoria. Lo que no quiere decir que est absolutamente libre de defectos.

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1.- INTRODUCCION

La aplicacin de mtodos cientficos al conocimiento de las fundiciones es reciente. Los dos creadores y educadores ms importantes fueron N. Chvorinov en la primera parte del siglo XX y R. Wlodawer en la mitad. Su trabajo se dedic ms al acero, cuya demanda en esa poca fue enorme.

Los hierros grafticos tuvieron menos atencin. Pero exista una urgente necesidad de aplicar mtodos racionales al diseo de los sistemas de alimentacin y llenado. Adems, las exigencias a las piezas de fundicin gris aumentaron continuamente. Los bloques de motor perdiendo continuamente agua y aceite fueron inaceptables. La apariencia de la superficie de las piezas y la ausencia de defectos en las superficies mecanizadas se convirtieron posteriormente en elementos de gran importancia con la mejora del diseo. El nacimiento de la fundicin de grafito esferoidal en 1.948 y la de la grafito compacto veinte aos despus coinciden con la insistente demanda del usuario de perfeccin en este tipo de piezas.

Muchos respondieron a esta urgente demanda y no es cuestin de este tratado.

El enfoque ms importante al respecto tuvo sus bases en la reconsideracin de lo que ocurre en las piezas de fundicin gris durante el enfriamiento y solidificacin. En el curso de la convencin Charpy/Goerens se desech el doble equilibrio Fe-C. El sistema Fe Fe3 C, que es generalmente clasificado como meta-estable ha sido definido como estable y nico. Despus de haber recopilado una impresionante masa de evidencias, la escuela de Canad postul que cualquier forma de grafito solamente puede cristalizar si hay presentes fases frontera durante el enfriamiento del lquido y la solidificacin. En otras palabras, en el sistema Fe - C no puede aparecer ningn grafito. Es necesaria la presencia de otro componente y probablemente ms de uno, que suministre las fases frontera , las cuales capacitan al grafito para cristalizar. Estas fases frontera son con la mayor probabilidad las superficies de las burbujas de gas presentes en la aleacin .

Un soporte relativamente reciente de la teora de la fase frontera viene de Kyoto, Japn. Yamamoto, Chang y colaboradores han producido esferoides de grafito simplemente saturando hierro fundido con pequeas burbujas de gas.

Habiendo establecido las bases metalrgicas, se enfoc la atencin al fenmeno de la expansin, que era bien conocido por los fundidores. Los resultados son los siguientes asertos :

A. Contrariamente a las creencias generales la causa de la expansin no es la diferencia de densidad entre el grafito y el lquido saturado en carbono. La causa primaria de la expansin es la precipitacin de burbujas de gas. El llenado de las burbujas con grafito en mayor o menor grado puede dar lugar a una ligera contraccin. Si no est implicada ninguna fase gaseosa, ningn recipiente, por fuerte que sea, puede evitar el hinchado del molde y ste ser proporcional al contenido de grafito.

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B. La deduccin de la literatura existente es que el comienzo de la precipitacin de gas tiene lugar en la vecindad de los 1.500 C.

C. El cambio de volumen neto de la pieza de hierro lquido es el de la contraccin del lquido rico en carbono en el enfriamiento menos el volumen de gas precipitado despus de que una capa de hierro slido impida al gas escaparse del interior del molde.

D. Mientras el hierro est totalmente lquido la velocidad de contraccin iguala a la velocidad de expansin.

E. La temperatura a la que el cambio de volumen es nulo depende de :

v La velocidad de precipitacin de gas, es decir, la calidad metalrgica

v Temperatura y tiempo de colada v Espesor (mdulo)

F. La presin creada por la evolucin gaseosa, en exceso de la velocidad de contraccin lquida, acta contra el molde. Los moldes fuertes pueden contener esta presin en estado elstico pero los moldes dbiles o blandos, como los de arena en verde, van a deformarse plsticamente. La deformacin plstica absorbe toda la expansin para hinchar la pieza.

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

H. Un camino para compensar la contraccin secundaria es presurizar el lquido durante el perodo de expansin. Los moldes rgidos no ceden plsticamente bajo las presiones de la expansin. Los moldes blandos requieren un control de estas presiones para mantener el molde en el nivel elstico.

Veamos una explicacin del mecanismo de la compensacin de la contraccin secundaria por la presin. Sucedi primero en Japn y luego sigui en otras partes del mundo. El aserto de que la contraccin secundaria puede ser compensada por la presin de expansin fue amplia y profundamente debatido sobre la base de que el volumen y presin en lquidos y slidos no son calidades intercambiables.

La respuesta de S. Karsay es conocida. Una respuesta simple es que mientras el molde no se deforme plsticamente puede y se deforma elsticamente. Cuando la presin disminuye durante la contraccin secundaria, el molde deformado en estado elstico se recupera siguiendo el relativamente pequeo descenso de volumen. No hay lapso de lgica excepto por el hecho de que la contraccin secundaria tiene lugar en el centro trmico y su compensacin por el retroceso elstico del molde requiere la deformacin plstica de la capa slida de hierro por todas las direcciones hacia el centro trmico. Esto hace el mecanismo no creble.

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Existe una explicacin alternativa. Si la primera causa de expansin es la precipitacin de la fase gaseosa, un descenso moderado de la presin interna lo nico que har es que aumente el volumen de las burbujas gaseosas pero no evita que se llenen de grafito.

Los defectos de porosidad pueden aparecer solamente si los huecos de gas son demasiado grandes para convertirse posteriormente en partculas de grafito.

Esta alternativa y explicaciones ms crebles de la compensacin de la deficiencia de volumen con el incremento de presin previo est tambin soportada por evidencias metalogrficas.

Bajo condiciones adversas la fase gaseosa que precipita en el centro trmico como porosidad no es probablemente CO sino bien nitrgeno o hidrgeno o ambos, precipitando por el descenso de presin. En este sentido, el mantener los contenidos de N y de H en el hierro ayuda a disminuir la tendencia a formar porosidades.

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2.- EL RENDIMIENTO DE PIEZA COMO UNA BASE PARA LA ECONOMIA DE FABRICACION

Se define el rendimiento de pieza como :

.....(%)100xcoladopesototal

buenaspiezasdepeso

Su valor es una de las variables ms influyentes en la economa de produccin de todas las de la fundicin.

Para resaltarlo veamos un ejemplo con ciertos costos y valores :

Costo de la carga metlica : 270 /ton

Valor de refundir el hierro chatarra : 60 /ton

Valor de las piezas buenas : 1.200 /ton

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

Rendimiento 50 % 60 %

Se tienen en piezas : 500 kg 600 kg

Carga slida : 500 kg 400 kg

El valor de las piezas es : 600 720

Para volver al estado inicial de carga existente se adquieren :

500 kg 600 kg

que cuestan : 135 162

BALANCE :

Obtenido : 600 720

Gasto en fundir : 60 60

Gasto en carga : 135 162

Total valor generado por tonelada de lquido 405 498

La diferencia es 93 /Tonelada.

Una tonelada de lquido aumenta su valor por cada 1 % de incremento del rendimiento en 9,3 .. Si se fabrican 10.000 toneladas ao, cada 1 % de mejora de rendimiento suponen 93.000 .

Puede cuestionarse el valor de la chatarra. Su costo de produccin es mucho ms alto que el indicado pero su valor hacia la fundicin (intente venderlo) no es mayor que el precio ponderado de todos los materiales de carga nuevos adquiridos. La diferencia entre costo y valor hay que considerarla como prdida por gastos de mantenimiento o calcularla para las condiciones dadas y aadirla al valor aumentado al aumentar el rendimiento.

Una razn ms para aumentar el rendimiento.

El precio de la fundicin de grafito compacto no puede ser significativamente muy distinto de la de grafito esferoidal. La ganancia

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mediante mejorar el rendimiento con hierro gris ser ms modesta pero tambin de gran significacin.

Los hierros austenticos o altamente aleados tienen valores mucho ms altos, tanto por pieza como por refundir chatarra debido al alto precio de los materiales empleados. La ganancia neta debida al aumento de rendimiento es todava comparable a los valores deducidos en la medida en que la recuperacin de elementos de aleacin es del 100 %.

Otros ahorros adicionales se obtienen por :

- ahorro debido a menos consumo de energa por tonelada de pieza buena

- menos consumo de refractarios

- menos manipulacin

- menos prdidas en fusin

- produccin ms rpida

- etc.

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

Un balance del metal debiera contemplar :

prdidas en fusin

metal lingotado

salpicaduras y vertidos

bebederos y mazarotas

prdidas por rebarbado

piezas chatarra

piezas buenas

Algunas de estas cifras estn disponibles en los registros de produccin de la fundicin pero otras habr que estimarlas con pruebas hechas espordicamente.

Un ejemplo de mejora de rendimiento es el aumento del n de piezas por molde o el empleo de una mazarota para varias piezas o ambos inclusive. Pero siempre que se mantengan los niveles de calidad. En la figura 2.1 se ven ejemplos de ambos casos. En el primer caso se ha pasado de 2 a 3 piezas y se ha aumentado el rendimiento del 39 al 65 % y en el segundo, de 3 a 4, mazarotas comunes y el rendimiento ha pasado del 32 al 48 %

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

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

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

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

Rediseo. Ver de eliminar machos rediseando la pieza. Con ello se puede ganar adems del macho espacios vacos por sus portadas.

Moldes pegados o en racimo. Ciertas piezas se prestan a este tipo de produccin. El principio se muestra en la figura 2.3, proceso H, en plano horizontal

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

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3.- INTERACCIN ENTRE LOS SISTEMAS DE ALIMENTACION Y LLENADO

Lo menos importante para unir el diseo de la alimentacin y el del llenado bajo el ttulo de mtodo es el hecho de que los productos de esta actividad sean metal no vendible apto solamente para volverlo a fundir.

Razones ms importantes son :

La posicin de la entrada del lquido en la cavidad del molde (ataques) influye en la distribucin de temperaturas dentro de la pieza recin colada. En el caso de Alimentacin Aplicada el objetivo es minimizar las diferencias del tiempo de solidificacin entre los diferentes segmentos de la pieza en lugar de aumentarlas como en el caso de intentar la solidificacin dirigida. En consecuencia, por razones de alimentacin, el diseador llevar los ataques a los segmentos delgados.

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

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

En ocasiones el sistema de llenado puede actuar tambin como sistema de alimentacin

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

El tamao (mdulo) de los ataques puede jugar un papel muy importante en el funcionamiento del sistema de alimentacin.

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

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

Ms adelante se vern unas pautas de diseo que sirven de normas de actuacin genricas; la lista no es completa, desde luego. Es ms, hay que convencerse de que hay que guardar en mente el consejo : Tener las necesidades de alimentacin en mente mientras se disea el sistema de llenado y viceversa.

En este trabajo todo se menciona en el orden alimentacin-llenado. La razn es simplemente que el conocimiento de la posicin, tamao y peso de las mazarotas debe preceder al diseo de llenado.

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4.- TERMODINAMICA DEL ENFRIAMIENTO

4.1.- Transmisin del calor 4.1.1.- Resistencias a la transmisin de calor

El metal lquido caliente se toma un tiempo para enfriarse y solidificar. La velocidad a la que se enfra depende de una serie de resistencias descritas por Flemings (1.974). Estas son :

1.- El lquido

2.- El metal solidificado

3.- La interfase molde metal

4.- El molde

5.- El medio que rodea al molde

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

Figura 4.1 Perfil de temperaturas durante la solidificacin de una pieza mostrando la adicin de las resistencias trmicas que controlan la velocidad de prdida de calor.

En casi todas las situaciones la resistencia (1) es despreciable, como consecuencia del movimiento del lquido por conveccin forzada durante el llenado y el enfriamiento. Este flujo saca hacia el exterior ms calor que el que puede salir por conduccin.

Tambin es frecuente que la resistencia (5) tambin sea despreciable en la prctica. Habitualmente, con moldes de arena, el ambiente no afecta a la solidificacin ya que para cuando el molde se empieza a calentar exteriormente

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(si no est ya), la pieza ya ha solidificado. Naturalmente, hay excepciones a esta regla, como moldes de paredes muy delgadas, etc.

Por tanto, es importante sealar que las resistencias fundamentales a la prdida de calor son los tems (2), (3) y (4) que, por conveniencia, vamos a denominar (1 ), (2) y (3).

Su efecto conjunto puede actualmente simularse por computadora con bastante xito. Sin embargo, el problema es fsica y matemticamente complejo, especialmente con piezas de geometra complicada.

Queda mucho que recorrer para el entendimiento del tema as que se van a estudiar cada resistencia por separado utilizando una aproximacin unidimensional. En este sentido se pueden deducir algunas soluciones analticas que son sorprendentemente buenas aproximaciones a los problemas planteados.

4.1.2.- Resistencia 1 : la pieza

Este tipo de solidificacin no es comn para metales de alta conductividad trmica.

Para el flujo unidireccional de calor desde el metal colado exactamente en su punto de fusin Tm contra la pared del molde, a temperatura inicial T0 la transmisin de calor se describe con la ecuacin :

2

2

xT

tT

S

=

a

Las condiciones de contorno son, para x = 0, T = T0 ; para x = S, T = Tm y en el frente de solidificacin la velocidad de evolucin del calor debe estar en equilibrio con la velocidad de conduccin por el gradiente de temperatura, es decir :

SxSS x

TK

TS

H=

=

r

donde KS es la conductividad trmica del slido. La solucin es :

tS Sag2=

Lo importante de esta frmula es que da un ley parablica para el regruesamiento de la capa slida. Esto est en consonancia con la experiencia

4.1.3.- Resistencia 2 : interfase metal molde

Esta interfase adquiere gran importancia cuando se aplica alguna pintura o se crea un hueco por contraccin de la pieza no secundada por el molde.

Para el flujo de calor unidireccional la frmula es simplemente :

tS

HAq S

-= r

donde H es la conductividad. Podemos poner :

)( 0TThAq m --=

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

tH

TThS

S

m -

=r

)( 0

o bien STThH

tm

S -

=)( 0

r

Se ve inmediatamente que como la geometra no altera la transferencia de calor a travs de la interfase, puede generalizarse la ecuacin anterior para piezas de forma elemental a fin de calcular el tiempo de solidificacin en trminos de la relacin de volumen a superficie (Mdulo) de la pieza .

AV

TThH

tm

Sf -

=)( 0

r

Todos los clculos anteriores suponen que H es constante. Sin embargo, en la mayora de los casos es variable y depende de la geometra de la pieza especialmente.

Mientras el molde se calienta y la pieza se enfra, los dos permanecen en contacto mientras la pieza permanece lquida. Cuando sta empieza a solidificar, se hace resistente rpidamente y se separa del molde al contraerse. Suponiendo que la contraccin es homognea, podemos estimar el valor de la holgura, d, en funcin del dimetro de la pieza, D :

{ } { }0TTTTDd

mimsp -+-= aa

Los subndices p y m se refieren a la pieza y al molde respectivamente. Los de las temperaturas son s el punto de solidificacin, mi la interfase del molde y 0 la temperatura original del molde.

Esta ecuacin sirve para ver qu simple es el fenmeno de la formacin de la holgura. Indica que para una pieza de un metro, al llegar a la temperatura ambiente la holgura sera de 10 mm en cada una de las dos caras opuestas. Sin embargo, con paredes delgadas y aleaciones buenas transmisoras del calor, seran micras y no parece adecuado hablar de holguras en ese caso.

Sin embargo, no es tan sencillo el tema. Se ha supuesto que el molde expande homogneamente y no es as, dependiendo del material del que est constituido, cmo se ha compactado, sus dimensiones, etc. La figura 4.2 muestra los sitios probables de contacto en la figura esquematizada

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

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

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

4.1.4.- Resistencia 3 : el molde

El control del enfriamiento de las piezas coladas en arena silcea es normalmente efectuado por el molde. Este acta como un excelente aislante. Un enfriamiento lento contribuye a reducir las propiedades mecnicas.

Considerando de nuevo el caso ms sencillo de condiciones unidireccionales y el metal colado a su temperatura de fusin, Tf contra un molde infinito a temperatura inicial T0 , la superficie del molde se calienta repentinamente hasta Tf en el instante t = 0 y tendremos :

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2

2

xT

tT

f

=

a

Segn Flemings la solucin a la ecuacin es :

tCKH

TTS

molde

fff

metal

s

f

4342143421

rrp

-= 0

2

Esta relacin es ms exacta para los metales no frreos. Es peor para los frreos y especialmente para los de estructura austentica al ser ms baja su conductividad.

Obsrvese que un punto de fusin alto favorece la solidificacin rpida; una pieza de acero solidificara ms rpido que una similar en hierro gris. Este hecho relativamente sorprendente se observa en la figura 4.4

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

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Tambin favorece un enfriamiento ms rpido un calor de fusin bajo.

Para formas simples, si suponemos que reemplazamos S por VS/A donde VS es el volumen solidificado en el tiempo t y A es la superficie de la interfase metal-molde, (o sea, la de enfriamiento de la pieza), entonces t = tf donde tf es el tiempo de solidificacin total de una pieza de volumen V. Tenemos :

2

=

AV

Ct f

donde C es una constante para un material y molde determinados.

Esta es la famosa Ley de Chvorinov, vista en el Apndice I. Sus resultados con piezas de acero de 12 hasta 65.000 kg en moldes de arena se presentan en la figura 4.5, que muestra unos resultados soberbios (y en la 4.4, para diversos materiales).

Figura 4.5.- Tiempos de solidificacin de piezas de acero en funcin del mdulo.

Est claro que, ya que esta regla est hecha para flujo unidireccional, con moldes normales, el flujo ser divergente y por tanto, ms rpido.

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Podemos plasmar grficamente la distribucin de temperaturas en dos tiempos distintos, figura 4.6

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

4.2.- Concepto de Mdulo geomtrico

Si se suponen piezas con las tres formas bsicas, placa, cilindro y esfera, teniendo las tres la misma relacin volumen /superficie exterior, las tres solidifican en tiempos diferentes. Pero muy similares y calculables con razonable exactitud. Las placas muestran menos prdidas debido a la turbulencia y las esferas mximas.

La resistencia trmica de los moldes de arena en verde vara considerablemente con la densidad de atacado, el tamao de grano y las adiciones, humedad, etc. Y el tamao de la pieza.

La acepcin del mdulo geomtrico como base de clculo es aceptada por todo el mundo aunque algunos autores emplean un coeficiente de correccin para aproximarlo al mdulo trmico o aparente.

En principio pues, se define el Mdulo Geomtrico como la relacin entre el volumen de la masa en enfriamiento y la superficie de enfriamiento.

toenfriamienSuperficieVolumen

geomtricoMdulo =

Es una de las herramientas ms importantes en manos del fundidor prctico. Ni el peso ni el espesor de pared pueden dar una idea de la velocidad de enfriamiento tan exacta como la da el mdulo. Sin el entendimiento y la utilizacin del mdulo el diseo del sistema de alimentacin es al azar, siendo un resultado exitoso cuestin de suerte.

Por ejemplo, para un cubo de 10 cm de arista el volumen es 10 x 10 x 10 = 1.000 cm3 .

Su superficie de enfriamiento : (6 caras de 10 x 10 cm cada una ) , 6 x 10 x 10 = 600 cm2

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cmMdulo 67'1600000.1

==

Ntese que al dividir un volumen en cm3 entre una superficie en cm2 siempre se obtiene como unidades cm. Pero esto no quiere decir que calcular un mdulo sea convertir un objeto tridimensional en otro lineal.

Esto es ms que una definicin sencilla. Se espera que sea fcil de comprender. Aunque sencillo, es el cambio mayor de mentalidad en la actitud de muchos fundidores.

Muy pocas fundiciones fabrican cubos de hierro. Y tambin, es verdad que muchas piezas tienen formas simples en las que el clculo del mdulo es sencillo y puede asignarse un simple nmero a toda la pieza. Invariablemente, las piezas ms complejas se pueden convertir en dos o ms segmentos de forma geomtrica simple, cuyo mdulo es fcil de calcular. Es tarea del diseador el determinar- con la ayuda de este trabajo en qu mdulo de segmento o mdulos debe basarse el diseo del sistema de alimentacin.

Se incluye informacin extensa en varios apartados , especialmente en el de encabezado Anlisis del mdulo y Distribucin Fraccional del mdulo.

Para algunos autores, el mdulo calculado de acuerdo a la geometra solamente se asimila al comportamiento real cuando la extraccin de calor es unidireccional, (planchas infinitamente anchas, barras infinitamente largas, esferas). Segn otros, no hay diferencias significativas entre uno y otro. Nosotros aceptamos que el mdulo geomtrico es lo bastante exacto para los propsitos prcticos (ver 4.3 y 9.9) con las excepciones de puntos calientes, que tambin se estudian.

En cuanto a su papel, ver Apndice I, ley de Chvorinov.

En el caso de figuras planas, sera la relacin Superficie /Permetro. Su expresin es pues en unidades de longitud, usualmente en cm.

4.3.- Mdulo trmico o de enfriamiento

En realidad, el mdulo al que es inversamente proporcional la velocidad de enfriamiento es el mdulo trmico, tambin llamado de enfriamiento.

En trminos generales (y se vern en 9.9 las excepciones) este mdulo trmico es proporcional al geomtrico.

Mdulo trmico = Mdulo geomtrico x Coeficiente de forma

Conforme mejor conozcamos los coeficientes de forma ms exacto ser el clculo

El CTIF propone dos mtodos de clculo de mazarotas, uno simplificado que consiste en recurrir al empleo de prismas exinscritos y que se reserva para el tratamiento rpido de piezas que no necesiten un estudio en profundidad (a cambio de una precisin menor) y, otro, ms elaborado y destinado a piezas de forma compleja y con series ms o menos elevadas. La pieza se descompone en elementos simples de los que se calcula el mdulo geomtrico y a partir de l, se aplica el mtodo para sacar las mazarotas.

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

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5.- MOVIMIENTOS DEL MOLDE. RIGIDEZ

5.1.- Molde rgido y molde blando

Cualquier aleacin colada en un molde es en principio capaz de deformar la huella o cavidad. Las capas de arena superficial se dilatan con resultado no despreciable de desplazamientos de las paredes. En el caso de moldes blandos, los desplazamientos se efectan hacia el exterior y en moldes rgidos, hacia el interior, en la medida en que la pieza se contrae.

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

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

el volumen de aleacin suministrado por la mazarota o el sistema de llenado es ms importante

aumenta la masa de las piezas

no se respetan las tolerancias dimensionales

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

se mejora la sanidad de las piezas

puede ayudar el molde a las mazarotas en su funcin

garanta de exactitud dimensional

La seriedad del problema se muestra en la figura 5.2. en la que la distorsin creada en la pieza prismtica por la deformacin del molde se ha exagerado por claridad.

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Figura 5.2.- Comparacin entre molde rgido (a) y blando (b) en la porosidad interna de una pieza prismtica con mazarota

Est claro que cualquier expansin del molde da lugar a una demanda extra de lquido Si no existe la suficiente cantidad de lquido alimentador en la mazarota la contraccin se extiende a la pieza dando lugar al defecto llamado rechupe. Ya veremos cmo abordar el problema en la prctica en cada caso.

En la grfica adjunta se muestra el efecto de aumentar la rigidez del molde sobre la porosidad o rechupe en piezas de hierro nodular.(Figura 5.3)

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

Las pruebas se realizaron a propsito con mazarotas de mdulo inferior a 12 veces el de la pieza, relacin considerada ptima por muchos autores (como se ve, todos los datos convergen en este ptimo). El incremento de porosidad es presumiblemente por poros de gas.

En la historia de la fundicin se han invertido muchos esfuerzos en dar rigidez a los moldes, ya que la mayora de ellos han sido de arena en verde. En la figura 5.4 se muestra cmo un aumento de humedad disminuye la resistencia del molde mientras que un aumento de hulla la aumenta.

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

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

Figura 5.5.- Efecto de la adicin de bentonita a la arena en verde que muestra cmo la expansin de una esfera de 75 mm de dimetro de fundicin nodular slo puede ser resistida por moldes con durezas entre 90 y 95, lo que slo hace posible altas adiciones de bentonita

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5.2.- Dilatacin del molde

En el caso de un slido que se calienta uniformemente, se expande uniformemente

Esto incluye el caso en que el slido tiene un agujero interior; el agujero tambin se expande de manera uniforme. Esto es conocido como expansin homognea. Es importante entender este principio fsico.

Cuando las piezas tienen una conductividad relativamente alta, metales, es razonable pensar que la temperatura tiene una distribucin ms o menos homognea. Esto se cumple en el caso de la figura 5.6 con un anillo en el que los dimetros interior y exterior crecen de forma paralela en un molde fabricado con diversos materiales.

Figura 5.6.- Dilatacin de una corona en aluminio y hierro mostrando el aumento homogneo de los dimetros interior y exterior de la pieza colada en moldes de arena de circonia (izquierda), olivina (centro) y slice (derecha).

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

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

En el caso de moldes de conductividad pobre, la distribucin de temperaturas est lejos de ser uniforme. Adems, el material del molde tampoco es uniforme. Y la expansin no ser uniforme.

En la realidad, la concentracin de calor en la superficie del molde es tan grande que en ocasiones su expansin es hacia adentro, lo contrario de la expansin homognea. Esto sucede cuando el molde de arena es rgido, como si el molde de arena ha sido estufado o secado. La figura 5.8 muestra la expansin de piezas en forma de cubo de acero y cobre en funcin de la altura de la mazarota. No obstante, el efecto es pequeo y realmente anulado por la modesta presin de una mazarota de solamente unos 75 mm de altura, como se ve en la figura. Esta pequea diferencia puede explicarse fcilmente por un error de slo un 03 % en la contraccin calculada por el modelista. Si hubiese un error ah, el arranque de la grfica para arena seca partira de cero.

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

Cuando se han medido los movimientos reales del molde con transductores, los resultados son mixtos. Rickards (1.982) recogi pequeos movimientos hacia el interior previos a los subsecuentes hacia el exterior con moldes planos endurecidos con resinas qumicas. Sin embargo, esto est en contraste con el trabajo de Winter y col. (1.987) con moldes de arena seca en los que no hay evidencia de movimiento hacia el interior (figura 5.9)

Estos resultados pueden entenderse en base a la forma del molde en la zona afectada. La expansin hacia fuera puede ocurrir cuando la superficie del molde es cncava hacia la pieza, como en la figura 5.10. Y lo contrario cuando es convexa. Los movimientos hacia adentro son pequeos , sin embargo, y posiblemente negligibles para la mayora de los propsitos. Los moldes cilndricos expandieron alejndose de la pieza mientras que los planos lo hicieron hacia la pieza, manteniendo el contacto bajo presin durante las primeras etapas del enfriamiento. El efecto se muestra de forma esquemtica en la figura 5.10.

Resumiendo, las variables intervinientes son :

- Expansin trmica del material del molde

Ya se han visto las curvas para los distintos materiales

- Los metales lquidos ms calientes causan mayor expansin del molde

Las diferencias son menores en moldes rgidos

- Las piezas de mdulo ms alto causan una expansin del molde mayor.

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

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

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En cuanto a los machos, al estar ms rodeados de lquido que el molde generalmente, su expansin es mayor, reduciendo el espesor de las paredes que les rodean.

Ya se han visto en el captulo anterior las holguras creadas entre pieza y molde por las diferencias de expansin.

La figura 5.9 muestra cmo en arena en verde el molde y la pieza estn en contacto los primeros 60 segundos. Luego, el molde expande ms rpido que el metal abriendo la holgura. Para moldes secos permanecen en contacto casi 4 minutos y luego se separan aunque mucho menos que con arena en verde.

El aumento brusco de la velocidad de contraccin de la pieza en arena en verde a los 15 minutos corresponde a la completacin de la solidificacin en su centro : la pieza ha cedido todo su calor latente a la temperatura eutctica. Puede empezar a enfriarse de nuevo. Un efecto similar puede verse con el molde seco. En este punto la holgura comienza a abrirse rpidamente.

Con piezas tipo bloque macizo, la holgura comienza en las esquinas pero el metal y el molde permanecen en contacto hasta mucho ms tarde en los centros de las caras planas. Esto es el resultado de que la presin ferrosttica hincha la pieza como un baln dentro de una caja. Esto no es as con grandes piezas.

5.3.- Rigidez

En trminos de rigidez, un molde en arena en verde o un molde en cscara, son considerados como dbil o blando. Esto incluye los moldes llamados de alta resistencia con resistencias a la compresin en verde de 2 kg/ cm2 o incluso ms

Antes de pronunciarse sobre la rigidez de un molde, hay que pensarlo con detenimiento. Solamente pueden tomarse como tales a priori los moldes permanentes, los aglomerados con cemento, al vaco y los totalmente secos (los moldes secos estn desapareciendo debido al costo del secado). El endurecimiento por secado superficial o parcial, no se considera rgido ya que la presin contra la arena no seca la va a deformar plsticamente. Las resinas inorgnicas (silicato de sodio) y orgnicas (p. ej. furnicas) varan en calidad. En general, todas son capaces de producir moldes rgidos que resistan las presiones de expansin sin deformacin plstica. Presiones que pueden estar en el orden de 50 kg/cm2. Esta presin tan alta, que aparece produciendo piezas gruesas de nodular supone la aplicacin de una carga de 5 toneladas en una superficie de 10 x 10 cm. Los defectos de rechupe por falta de calidad de la resina son raros. La mayora de los fallos provienen por una compactacin inadecuada. El llenado o compactado incorrecto del molde es un fallo que no podemos permitirnos. Esto depende solamente de la vibracin. El pisado o apretado manual del molde, puede que d una compactacin suficiente o puede que no. La compactacin ptima se consigue con un apisonado con martillo neumtico. En cualquier caso, debe tenerse un exquisito cuidado en compactar la arena que llena los pozos horizontales.

Es aconsejable un chequeo rutinario de la resistencia del ligante, en el laboratorio. El mtodo de compactar las muestras debe reproducir las

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condiciones de produccin. En el taller la compactacin depende de la energa de vibracin mientras que en el laboratorio es sencillo hacer muestras bien compactadas. Cuando se simulan las condiciones de operacin en la preparacin de muestras de laboratorio, las resistencias medidas bajan hasta un tercio. En resumen, las pruebas en el laboratorio de resistencia del aglomerante tienen solamente validez si la compactacin de las probetas es similar a la de los moldes. Una resistencia que d de 20 a 25 kg/cm2 es suficiente garanta de la rigidez del molde para la pieza de fundicin nodular ms pesada. Para piezas pesadas de fundicin gris se necesita solamente la mitad de ese valor. Y la exigencia de las fundiciones de grafito compacto est entre los dos valores.

El examen de penetracin por impacto de los moldes totalmente cocidos es tambin una prctica recomendable. Utilizando el aparato BCIRA de carga de impacto total, la exigencia mnima es de 5 impactos al menos para penetrar 1 cm.

Si la resistencia de los llamados moldes rgidos cayese por debajo de los lmites descritos, el diseo de la alimentacin debe considerarlo y es indicado el control durante la expansin para evitar cualquier detrimento en la economa de la produccin.

Una resistencia adecuada del aglomerante no es a pesar de todo una garanta total de no tener una prdida excesiva de presin durante la expansin y sufrir defectos de microrechupe.

Las cajas que contienen arena aglomerada rgidamente deben evitar tambin ceder bajo las presiones de la expansin. Deben mantenerse apretadas entre s con grapas, tornillos, etc. Adicionalmente, debe evitarse el movimiento del cuerpo total de arena bien con contrapesos en la parte superior, bien por el mtodo que sea (paredes rugosas, barras cruzadas, etc).

Est aumentando el uso de moldes rgidos de arena sin caja. Utilizando barras insertadas pueden aguantarse presiones relativamente moderadas. El no utilizar cajas no se recomienda con mdulos ms all de 3.0 cm con hierro gris y 2.0 cm con nodular. El beneficio de ahorrarse las cajas es menor que el que se puede obtener con el diseo sin mazarotas.

Las formidables presiones que surgen durante la expansin pueden observarse en un molde sin caja en forma de una red de grietas en su parte superior que surgen durante la expansin.

Debido a estas presiones, las dos cajas deben ir grapadas. Solamente con los contrapesos no es suficiente. Ver el Apndice II para ms informacin.

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6.-SOLIDIFICACION DE LAS ALEACIONES. CAMBIOS DE VOLUMEN

6.1.- La contraccin de los materiales

Es una ley de la naturaleza que los cuerpos aumentan de volumen al aumentar su temperatura y disminuyen al descender. Las transformaciones de slido a lquido o de lquido a slido suponen un cambio de volumen adicional. Como regla general, los lquidos que se transforman en slidos disminuyen su volumen y los slidos al fundirse aumentan su volumen incluso sin que se produzcan cambios de temperatura en el proceso.

La anomala del agua se acepta como la excepcin que confirma la regla (tambin son excepciones el silicio y el bismuto) . El agua lquida sigue la ley mientras se enfra hasta una temperatura de alrededor de 4 C. En un enfriamiento posterior y durante la solidificacin, sin embargo, su volumen aumenta. La densidad del hielo es menor que la del agua lquida. Este fallo aparente de la ley de la naturaleza preserva la biosfera.

Otros materiales como las aleaciones metlicas siguen la misma ley de la naturaleza. Durante la extraccin de calor en estado lquido su volumen disminuye y luego tiene lugar una contraccin adicional durante la solidificacin; finalmente, el cuerpo slido tambin contrae durante el enfriamiento. (Ver figura 6.1)

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

Con respecto a la contraccin del lquido en enfriamiento las fundiciones grafticas experimentan una anomala, a similitud con el agua. Los hierros grafticos disminuyen su volumen durante el enfriamiento del lquido hasta una determinada temperatura en la que el volumen sufre un aumento hasta el intervalo de temperaturas de solidificacin e incluso durante parte de la solidificacin. Aqu desaparece la similitud con el agua pues el volumen vuelve a descender con el descenso de temperatura. El intervalo de expansin durante el enfriamiento prevalece solamente como una interrupcin entre las contracciones primaria (lquido) y secundaria . Ver figura 6.2 y Apndices II y III

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

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

Figura 6.3.- Constantes fsicas de algunos metales

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

Los hierros grafticos con carbonos equivalentes mayores de aproximadamente 36, figura 6.5, expanden por la precipitacin de grafito y fases gaseosas. Este es el gran contraste entre la solidificacin de hierros grafticos y hierros blancos. De hecho, los hierros blancos tienen contracciones similares a las de los aceros.

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

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

Figura 6.6.- Modelo de solidificacin de una esfera

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La fuente de metal se ha solidificado, pues. La solidificacin contina en la siguiente capa dx, tipo cebolla, y cuyo volumen, reducido respecto al original, significa que, o se forma un hueco o el lquido tiene que expandirse un poco y el slido tiene que contraerse un poco. Si suponemos que de momento no hay un ncleo disponible favorable a la creacin de un poro, entonces el lquido tiene que acomodarse por expansin creando un estado de tensin o presin negativa. Est en equilibrio mecnico con la capa slida que le rodea, succionndola hacia dentro. Conforme ms capas de cebolla se forman, la tensin del lquido aumenta, el lquido expande y la capa slida es arrastrada hacia dentro.

La visin del modelo solidificando puede visualizarse ms fcil considerando la situacin opuesta, un material que expande en la solidificacin. Las nuevas capas de slido mantienen al lquido en un volumen menor. El lquido experimenta en ese caso una presin positiva. Las capas exteriores se expanden.

En general, los lquidos contraen al solidificar a causa del reordenamiento de los tomos desde una desorganizacin prcticamente total a un orden cristalino regular en redes de significativamente ms compacidad.

Los slidos ms densos son los que se ordenan en redes con simetra cbica (cbico centrado en la cara y hexagonal) As pues, las contracciones mayores se dan con estos metales (ver Figura 6.4). Estn en el orden del 32 al 72 %. Para los de red menos cerrada , red cbica centrada en el cuerpo, est en el orden del 2 al 32 %. Y otros materiales menos densos en estado slido, an contraen menos.

6.2.- La familia de los hierros grafticos

La familia comprende :

o Fundicin gris (laminar) con todas las distintas formas y distribuciones de lminas de grafito

o Fundicin gris inoculada

o Fundicin de grafito compacto

o Fundicin de grafito esferoidal

o Fundicin parcialmente carburdica o austentica ( Ni Resist )

Como norma, no se revisarn los aspectos metalrgicos, a excepcin del apartado Calidad metalrgica, su efecto en la alimentacin.

6.3.- Modos de solidificacin

Cada aleacin tiene una manera propia de solidificar independientemente de cuestiones relativas al proceso de elaboracin y a la velocidad de enfriamiento, aunque ambos influyen. Con el fin de simplificar repartiremos las aleaciones en tres grandes grupos :

Las que solidifican a partir de la pared del molde, sea en una capa delgada, sea en una capa espesa con una banda en curso de solidificacin de anchura perfectamente delimitada (figura 6.7.A)

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Las que solidifican en una capa espesa con una zona pastosa que afecta a toda la masa por la precipitacin de cristales en el seno del lquido (figura 6.7.B)

Las que presentan un modo de solidificacin intermedio entre los dos modos definidos anteriormente (figura 6.7.C)

Figura 6.7.- Modos principales de solidificacin

Con los primeros se tiene una solidificacin exgena, llamada de frente continuo puesto que hay una continuidad de frente cualquiera que sea su contorno. La alimentacin es intercristalina. Tiene lugar por colarse el lquido a travs de una fina red fija ya solidificada.

Cuando tiene lugar la aparicin de cristales en el mismo seno del metal lquido tiene lugar una discontinuidad del frente de solidificacin; es la solidificacin endgena denominada como frente discontinuo. En este caso la alimentacin es una alimentacin de masa que opera transfiriendo un magma de lquido ms slido por efecto de la gravedad, en principio. La mayor parte de las aleaciones de aluminio, los aceros con un 30 % de cromo y un grado menor de bronces, presentan este fenmeno.

El modo de solidificacin est ligado en alguna forma con el intervalo de solidificacin. Los metales puros y la mayor parte de los eutcticos solidifican

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en capa delgada, mientras que las aleaciones de gran intervalo de solidificacin lo hacen en capa gruesa

La Figura 6.8 precisa la pertenencia de algunas aleaciones a uno de los tres modos de solidificacin y recuerda a ttulo indicativo el orden de tamao de los intervalos de solidificacin. Algunos autores prefieren utilizar otro criterio de clasificacin que es la proporcin de la aleacin que solidifica en forma eutctica. Para las aleaciones corrientes la proporcin de eutctico est en correlacin con el intervalo de solidificacin.

Figura 6.8.- Clasificacin de las aleaciones frreas segn el modo de solidificacin.

P : Solidificacin Primaria

E : Solidificacin Eutctica

(1) : Capa del eutctico solo

(2) : Posibilidad de autoalimentacin

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

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

Remarquemos que la nocin de espesor de capa y la indicacin del modo de solidificacin permiten prever la forma en la que se manifiesta el rechupe. Las aleaciones que solidifican en frente continuo con capa delgada tienen una tendencia marcada al rechupe axial mientras que las de frente discontinuo con capa espesa tienen, por el contrario, tendencia al rechupe disperso y micro rechupes.

En el primer modo las isotermas estn muy prximas entre s y siguen bastante bien el contorno de la huella salvo en la ltima fase de solidificacin y se comprende fcilmente por qu si hay insuficiente alimentacin se concentra el rechupe a lo largo del eje de la huella. (figura 6.10.a)

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

En el segundo modo las isotermas estn mucho ms espaciadas y siguen de muy lejos el contorno de la huella y la alimentacin no puede hacerse completamente apareciendo un rechupe en forma dispersa en casi toda la masa. Por otra parte, el rechupe es ms fino (Figura 6.10.b)

En trminos generales todas las fundiciones tienen en comn el denominado modelo endgeno de solidificacin. Tan pronto como ha finalizado la colada o, incluso durante la colada, la diferencia de 1.300 1.400 C de temperatura entre el hierro lquido y el molde provoca la solidificacin de una delgada capa del hierro que toca el molde. Este proceso solamente tarda unos pocos segundos. Ms tarde, el regruesamiento de la capa slida se vuelve lento o despreciable. Por supuesto, la extraccin de calor por el molde sigue progresando aunque disminuyendo su gradiente continuamente. La mayora del calor que pasa al molde disminuye la temperatura del lquido. Esta condicin prevalece hasta que se alcanza la temperatura de solidificacin. En ese momento el gradiente de temperatura relativamente pequeo dentro del lquido se reduce un poco ms y comienza la solidificacin por toda la masa. Esto, a su vez, libera calor que es el causante de la casi simultnea solidificacin de toda la masa de lquido.

La descripcin precedente de las condiciones ideales necesita aclararse inmediatamente. Las desviaciones del ideal dentro del grupo de las fundiciones describen la mayor parte de las diferencias de los distintos miembros cara al comportamiento en el rechupe.

Mientras el crecimiento de la capa slida originalmente formada es relativamente lento, la diferencia en velocidad de crecimiento entre los distintos miembros, es significativa. El regruesamiento de la piel es el ms rpido con la fundicin gris y el ms lento con la fundicin de grafito esferoidal, quedando los otros en situaciones intermedias. Estas diferencias surgen lo ms probablemente de las diferencias en conductividad trmica del hierro slido.

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Como la transferencia de calor desde el lquido al molde es obstaculizada por la presencia de la capa slida de hierro, su crecimiento ms rpido en la fundicin gris aumenta su tiempo de solidificacin a casi el doble que el de las SG en una pieza del mismo mdulo. El crecimiento de la piel se asocia tambin con la expansin que compensa parcialmente la contraccin del lquido interior. La velocidad de expansin ser menor en correspondencia en las fundiciones grises, dando lugar a menores presiones de expansin.

Aunque en la prctica no se dan los extremos, el comportamiento de las diferentes aleaciones es considerablemente distinto a este respecto. Con las fundiciones nodulares es tpica una solidificacin amplia de escala, denominada a veces exgena. El tipo por capas (escala reducida, endgena) es tpico de aceros. Las fundiciones grises estn entre las dos.

La comparacin entre los tiempos o intervalos de solidificacin de las fundiciones esferoidales y grises de la figura 6.11 se basa en trabajos experimentales de Engles y Dette.

Fig. 6.11.- Secuencia de solidificacin para Hierro Gris (lnea llena) y Nodular (quebrada)

Las conclusiones son :

a) El espesor de la capa formada en 1 minuto despus de colar era menor de 14 mm y no cambia prcticamente hasta despus de 80 segundos.

b) La relacin entre la duracin del perodo esencialmente lquido y la de solidificacin completa de la pieza era 095 para la esferoidal y 04 para gris (el carbono equivalente era 528 para la esferoidal y 473 para el gris)

c) La conclusin principal del diagrama es que la diferencia entre tiempos totales de solidificacin de debe a las diferencias de la morfologa de la solidificacin.

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Inicialmente el hierro gris, que es un conductor mejor del calor, forma una costra ms ancha. Esto, a su vez, disminuye la velocidad de extraccin del calor en la muestra de gris dando lugar a un lquido remanente sobrecalentado en el interior. En el hierro esferoidal, al ser la capa ms delgada, el hierro interior se enfra ms rpido. Es una simplificacin ligera el decir que el esferoidal emplea 100 segundos para enfriarse hasta la temperatura de solidificacin y slo requiere otros 75 segundos adicionales para extraer el calor latente de fusin.

Resumiendo el punto c) : el hierro gris solidifica esencialmente en la forma de capas. El calor extrado tiene que pasar a travs de la capa existente slida, mientras que el comienzo de la solidificacin del hierro esferoidal es retrasado casi hasta que todo el lquido alcanza la temperatura de solidus y, en ese momento, la solidificacin comienza por todo.

En general, la alimentacin de fundiciones grises sin inocular es la ms sencilla y se vuelve ms complicada en el orden de descripcin de la familia en el apartado anterior.

6.4.- Tendencia al rechupe

6.4.1.- Factores de influencia

Algunos de los factores que aumentan la tendencia al rechupe son :

v Temperaturas de sobrecalentamiento del metal altas

v Tiempos largos de mantenimiento del hierro en el horno

v Proporcin alta de retornos en la carga

v Presencia de elementos carburgenos o estabilizadores de carburos

v Carbono equivalente alejado del eutctico

v Inoculacin inadecuada

Los hierros de baja tendencia al rechupe tienden a grafitizar bien, sin carburos. Esto es la calidad metalrgica. Si aparecen carburos, mal asunto con el rechupe.

Uno de los efectos combinados de estos factores (y otros) es el nmero de ndulos (en fundicin esferoidal) en una pieza estndar (este n aumenta al enfriar ms rpido).

En el grfico de la figura 6.12 se muestra el n de ndulos necesario para una buena calidad metalrgica en funcin del mdulo (velocidad de enfriamiento).

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Fig. 6.12.- Nodularidad previsible en funcin del mdulo para hierros nodulares de buena calidad metalrgica

6.4.2.- Fundiciones nodulares y laminares

Las fundiciones grises laminares, en general, son ms fciles de alimentar que las nodulares.

En ellas, cara a la composicin, los elementos importantes son carbono, silicio, manganeso y fsforo. El azufre es interesante ya que del manganeso total se lleva un 17 x %S + 02 %.

A diferencia de las nodulares, la resistencia en las grises se controla ms a menudo con el contenido de carbono o el carbono equivalente.

CE = C + 031 (Si + P) 03 Mn.

Mientras que los valores del CE con hierros nodulares estn en la vecindad de 423, a menudo mayores y muy raramente por debajo de 420, los hierros grises de alta resistencia tienen valores de carbono equivalente tan bajos como 364 o menores (3 % C, 2 % Si, 012 % de P, 06 Mn, por ejemplo)

Con cierta simplificacin se puede decir que un hierro gris es una mezcla de fundicin eutctica de CE 423 y acero fundido con 15 % de carbono. La contraccin del acero se adiciona a la contraccin lquida.

Con el ejemplo de 364 % de carbono equivalente, si es X el % de acero, sera :

X . 15 + (1-X) . 423 = 364 de donde X = 02.

En esta expresin, 1 X es el contenido de fundicin eutctica de carbono 423 %. La aleacin consiste en un 20 % de acero y un 80 % de fundicin. La contraccin del acero es 02 x 3 = 06 % ya que el acero de alto carbono contrae alrededor de un 3 % en volumen durante la solidificacin. Los

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hierros grises no requieren ms metal de alimentacin que los nodulares (La mayora va del 4 al 5 %).

Otro problema para el productor de hierro gris surge de su estructura celular. A diferencia de los nodulares, en los que los carburos en los contornos de grano estn considerados como defectos, los hierros grises contienen normalmente no slo carburos sino el eutctico fosforoso esteadita. Esto da lugar a una contraccin secundaria mayor. Lo que hace que los hierros grises sean ms fciles de producir sin rechupes es el hecho simple de su forma de solidificar, mucho ms en el tipo de capas, tipo exgeno (Figura 6.13)

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

En el apartado Alimentacin Aplicada se ver que a la hora de decidir el sistema ms adecuado de alimentacin en moldes blandos, se establecen distintos lmites clasificatorios para los mdulos de las piezas en funcin del tipo de hierro, por encima de los cuales es preciso el mtodo de Control de Presin.

Este lmite es un 25 % mayor para hierro gris no inoculado que para el inoculado (075 vs. 06 cm).

6.4.3.- Influencia de la Inoculacin

No se necesita discutir ningn fundamento metalrgico. El fundidor experimentado sabe que el hierro gris inoculado muestra mayores tendencias hacia los defectos de rechupes secundarios. Aunque no veamos las bases metalrgicas, es apropiado explicar la causa directa de la diferencia. Las piezas de hierro gris inoculado ejercen una presin de expansin mayor contra el molde que las contiene que las no inoculadas del mismo mdulo. Este hecho es an ms interesante, y ms confuso, cuando se comparan hierro gris y hierro nodular. Con los esferoidales el caso es exactamente el opuesto. Los

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

Fig. 6.14.- Rechupe en fundicin nodular no inoculada

Fig. 6.15.- la misma pieza inoculada adecuadamente

Este aparente monstruo de la naturaleza se cree es el resultado del hecho de que los hierros esferoidales no inoculados estn no solamente inoculados sino sobre-inoculados, conteniendo una concentracin relativamente alta de uno de los elementos inoculantes efectivos : magnesio. En esta condicin la aleacin tiende a formar carburos, los que a su vez, magnifican la extensin de la contraccin secundaria. La inoculacin con magnesio solamente lleva a peores condiciones. Cuando se aaden otros inoculantes activos conteniendo ferrosilicio, estos elementos (Ca, Sr, Ba, etc. ) forman xidos ms estables que los del magnesio. La inoculacin disminuye entonces la tendencia a la formacin de carburos y, por tanto, tambin la contraccin secundaria. Cuando se comparan con la fundicin esferoidal, los dos tipos de hierro gris contraen ambos menos durante el enfriamiento lquido. Esta diferencia no se tiene en cuenta y se utiliza solamente como medida de seguridad.

Las conclusiones para el fundidor son :

a. Emplear un juicio claro al decidir inocular hierro gris. Si se puede, no inocular.

b. Los hierros SG deben ser inoculados siempre. Aunque esto es as en la prctica, se viene observando una marcha atrs. Hace

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treinta aos, era prctica comn inocular un 07 a 1 % de FeSi. Hoy es prctica comn inocular la mitad o menos. La vuelta a la antigua usanza traera algunos beneficios entre los que no es el menor el disminuir la tendencia al rechupe.

6.4.4.- Influencia de la Calidad Metalrgica

La mejora de la calidad metalrgica de las fundiciones disminuye la tendencia al rechupe como regla general. La excepcin es el bastante confuso efecto de la inoculacin, acabado de ver.

El aumento de la calidad metalrgica es en alguna forma comparable a aumentar el mdulo. La contraccin lquida disminuye permitiendo el diseo de sistemas de Alimentacin ms ligeros. Sin embargo, bajo el punto de vista de rigidez del molde o con piezas delgadas, no se tiene ninguna ayuda en este campo.

La calidad metalrgica alta , adems de otros aspectos productivos, es de gran importancia en el diseo sin mazarota, llevando, en el caso extremo, a una situacin va no va. Tambin es de igual importancia para el mtodo aplicado ms comnmente utilizado, el de Alimentacin por alivio de presin.

Ya se ha visto en el apartado anterior la influencia de la calidad metalrgica de los hierros nodulares (medida por el n de ndulos o nodularidad) en el rechupe, figura 6.12.

Qu influye en la calidad metalrgica?. Casi todo. (Ver Apndice III).

En la secuencia del ciclo productivo se subrayan los siguientes aspectos:

* Equipo fusor

El orden de preferencias es :

1. Cubilote

2. Horno de aire

3. Horno de induccin sin ncleo

4. Horno de induccin de canal

5. Horno de arco (el menos recomendable)

* Estancia en hornos

Cualquiera de ellos, fusor, dplex o press-pour

Las temperaturas alcanzadas deben mantenerse lo ms bajas posible; si se puede, por debajo de los 1.500 C.

En cuanto a las estancias, deben ser lo ms cortas posible. Idealmente, el mejor camino es el de vuelco-recarga. Si hay que mantener el caldo largos perodos de tiempo, hacerlo a temperatura muy baja (menos de 1.400 C).

* Materiales de carga

El orden de preferencia es :

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1. Lingote especial en bruto fundido en horno elctrico

2. Lingote en bruto de horno alto

3. Chatarra de acero de calidad selecta

4. Retornos internos

5. Chatarra comprada

Esta ltima no debe nunca introducirse en las cargas para CG o SG. Los retornos de CG y SG cuidadosamente apartados deben utilizarse en su totalidad por economa pero su proporcin en la carga debe minimizarse para mejorar el rendimiento.

El costo de la chatarra de acero es algo ms que su precio. En el momento de escribir esto, supone al menos 36,00 . /ton carburizarlo y pagar por una serie de gastos cuando se mete acero en lugar de lingote. Al mismo tiempo, los beneficios metalrgicos obtenidos cargando acero son significativamente menores que los obtenibles con lingote de buena calidad. Ninguna de estas observaciones sugieren no cargar acero. Se recomienda un claro juicio cara a esta proporcin. Generalmente ser mayor con fundiciones grises que con las otras.

Los retornos generados en casa son el componente menos deseable. Todos deben ser recargados por cuestin econmica. Bajo ninguna circunstancia debe adquirirse externamente chatarra para fundir CG o SG. La utilizacin de chatarra externa para fundicin gris debe ser limitada en esta poca de concienciacin de calidad.

* Composicin qumica

La fusin de las fundiciones grises no inoculadas se hace de forma que se obtengan las piezas producidas con la composicin deseada. La inoculacin del hierro gris con un 02 a un 04 % de ferrosilicio reduce el contenido de silicio inicial del hierro base.

La fundiciones nodulares, ms sofisticadas, recibirn adiciones mayores en cuchara para ajustes ms precisos.

En lo que respecta a stas, el fundidor debe compensar prdidas de carbono del orden del 005 al 02 % durante el tratamiento. Por otras razones, el silicio del hierro base nunca debe ser inferior al 1 %.

Tambin est en la misma categora el contenido en Mg despus del tratamiento. Su concentracin en las fundiciones esferoidales viene determinada por la necesidad de obtener grafito esferoidal. El contenido de magnesio absolutamente necesario est en el orden del 002 %. Las muestras para el anlisis en laboratorio siempre contienen algn MgS, ms cuanto mayor sea el azufre inicial previo al tratamiento. Por esta razn los contenidos de azufre en el hierro tratado va desde 003 al 005 % en anlisis. Los hierros con azufre inicial base ms altos (005 % mximo) requieren de 004 a 006 % de Mg analizado. Si el hierro base contuviese incluso ms azufre, como el proveniente de un cubilote de marcha cida (alrededor de un 010 %) alcanzar anlisis de 008 % de Mg no es causa de alarma. En general, al aumentar el magnesio residual

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aumenta la tendencia al rechupe. Un magnesio del 004 %, no ms, sera lo ms adecuado. Ver figura 6.16

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

Empezando con azufres altos se encuentra uno con que la tendencia a formar perlita aumenta.

Las fundiciones de grafito compacto pueden obtenerse con caldos base de alto contenido en azufre que contengan algo menos magnesio que el indicado para fundiciones SG. Este mtodo es sin embargo ms que errtico. La mayor garanta es tener un azufre inicial bajo y utilizar los elementos de aleacin necesarios para obtener la estructura deseada de la fundicin de grafito compacto.

En las fundiciones grises es obligado mantener un mnimo de un 006 % de azufre, inoculado o no. Niveles de al menos un 010 % no son dainos.

* Inoculacin

Si el hierro gris necesita ser inoculado sta debiera hacerse con hasta un 05 % de FeSi conteniendo un 75 a 80 % de silicio, alrededor de un 1 % de calcio y de un 05 a un 125 % de aluminio. Mientras que el aluminio es un inoculante eficiente su concentracin debe estar en el margen inferior cara a la aparicin de defectos de gas (pinholes, poros en aguja) bajo la superficie.

Con fundiciones nodulares siempre es necesaria la inoculacin. La tendencia actual, promovida en parte por los vendedores de "super-inoculantes" debe ser proscrita. La inoculacin de hierros CG y SG con solamente 02 a 05 % de aleacin es inapropiado incluso si esa aleacin contiene Sr, Zr, Ba y otros potentes elementos.

La cantidad recomendable de adicin de inoculante es entre 075 y 10 % para hierros nodulares.

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En cuanto al desvanecimiento del Efecto de la Inoculacin, es un fenmeno natural que no puede evitarse. Un camino para minimizarlo es vaciar la cuchara cuanto antes.

Un segundo camino para combatir el desvanecimiento es la adicin de hasta un 015 % de inoculante durante la colada y por encima de la inoculacin en cuchara. De todos los mtodos de inoculacin instantnea se cree que el ms simple y fcil es el de insertar pastillas en el bebedero. Se enfatiza el hecho de que la inoculacin durante la colada es una gran ayuda pero no reemplaza a la tradicional inoculacin en la cuchara.

Tambin existen pastillas insertos para inocular hierros grises. En este caso toda la inoculacin puede depender de su uso adecuado.

6.5..- Los cambios de volumen. Presiones de expansin

6.5.1.- La calidad metalrgica y los cambios de volumen

Ver Apndice III. Uno de los factores ms importantes involucrados en el mazarotaje de un pieza es entender y controlar de alguna forma el proceso en el que sucede la solidificacin.

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

En la figura 6.17 adjunta se muestran los cambios de volumen que acompaan al enfriamiento y solidificacin de los hierros esferoidales. Como se puede ver con las curvas A, B y C, los cambios de volumen no son constantes, incluso para hierros de idntica composicin qumica; de ah las diferencias en el grado de nucleacin, el cual puede afectar al modelo de cambio de volumen. Es la calidad metalrgica del hierro la que es importante y est relacionada directamente con las caractersticas de auto alimentacin (pequeos cambios

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de volumen) del hierro esferoidal. La mejora de la Calidad metalrgica mueve el modelo de cambio de volumen de C a A.

Un mtodo de conocer la situacin del hierro en calidad metalrgica con bastante aproximacin y que se utiliza en algunas fundiciones es chequear el hierro antes del tratamiento de magnesio mediante el anlisis trmico de la curva de enfriamiento-solidificacin (ver figura 6.18) junto con el test de la cua en paralelo. (figura 6.19)

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

Fig. 6.19.- Aspecto de la cua probeta

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

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paralelo del mismo hierro con la cua, suministra una indicacin clara y visible de la solidificacin esperable con un hierro de excesivamente alta calidad metalrgica. Se encuentra un rea de porosidad en el centro trmico de la cua. Por otro lado, con calidad metalrgica pobre, se obtendr un rea de carburos excesiva en la punta.

La combinacin de ambos tests proporciona una medida fiable de la condicin metalrgica del hierro. Y permite acciones correctivas antes del tratamiento de magnesio y de la inoculacin.

Adicionalmente al anterior, puede ser interesante disponer de un test para conocer la tendencia al rechupe de las fundiciones a pie de molde, antes de colar. La influencia del mdulo puede hacer el test dificultoso. Los dos test siguientes permiten chequear cmo afecta la calidad metalrgica en la ausencia de rechupe.

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

El diseo de la figura 6.20 es un test directo de la tendencia al rechupe. Slo hay que examinar la mazarota. Si contiene una pipa profunda las paredes verticales inicialmente planas se habrn hinchado. Si la pieza se secciona (no necesariamente) se encontrar rechupe cerca o a travs del cuello.

El molde de prueba debe hacerse con caractersticas lo ms iguales al real. Un hierro esferoidal de calidad superior empieza antes su expansin e invierte mucha de ella en rellenar la mazarota. La mazarota aparece completamente sana o contiene solamente un pequeo agujero de rechupe. Las paredes del cubo sern rectas y la pieza estar sana.

Los mismo sirve para el test n 2, mostrado en la figura 6.21

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

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

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calidad metalrgica pobre mientras que la ausencia total de hinchado denota una tendencia al rechupe muy baja. (buena calidad metalrgica).

6.5.2.- Las presiones de expansin. Factores de influencia qumicos

La presin ferrosttica que acta sobre el fondo de un molde con una pieza de altura de lquido de 1 metro es de 7 x 100 = 700 gr/cm2 . Lejos de ser despreciable, es an menor que la resistencia a la compresin en verde de moldes de arena incluso blandos.

Las presiones que se desarrollan durante la expansin pueden ser considerablemente ms altas dependiendo del mdulo y el tipo de pieza fundida. Lo ltimo se ha visto en el apartado La familia de los hierros grafticos.

Tambin el contenido de magnesio influye en la expansin como se puede observar en la figura 6.22, de forma que a ms contenido ms expansin.

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

Tambin est la influencia del carbono equivalente. Lee y Kayama midieron cuidadosamente las presiones sobre la pared del molde con hierro gris en funcin del dimetro de la probeta cilndrica. Sus hallazgos se muestran en la figura 6.23.

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Fig. 6.23.- Presiones de expansin en funcin del carbono equivalente y del mdulo

6.5.3. El mdulo y las presiones de expansin

En principio, hay dos factores principales que afectan al modelo de cambio de volumen y, por ende, a las presiones de expansin :

Calidad Metalrgica

Velocidad de enfriamiento

La calidad metalrgica ya se ha visto en su apartado y el Apndice III entra en el tema con ms profundidad.

En cuanto a la velocidad de enfriamiento, el factor a considerar es el Mdulo.

Desde lo profundo del mecanismo de solidificacin surge el hecho de que tanto la presin de expansin como la temperatura del comienzo de la expansin aumentan al aumentar el mdulo. La ltima iguala prcticamente la temperatura de la solidificacin masiva, aproximadamente 1.150 C con valor cero para el mdulo y aumentando hasta aproximadamente 1.300 C para un mdulo de 25 cm. Los valores exactos dependen de la Calidad metalrgica. Ms all de mdulos de 25 cm no ocurren cambios significativos bien en la presin de expansin o bien en la temperatura de comienzo de la expansin,

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ya que ms all de ese valor las condiciones de enfriamiento estn cerca aproximadamente del equilibrio.

La presin de expansin es modesta si la pieza es delgada. Esta es la razn por la que la Alimentacin Aplicada Directamente o por Aplicacin de la Presin puede utilizarse con moldes de arena verde hasta un valor mximo del mdulo. Las resistencias tpicas a la compresin de los moldes de arena en verde estn en el orden de los 1.500 gr/ cm2 . Esta resistencia aguanta hasta dos metros de altura ferrosttica. Se queda corta sin embargo para aguantar la expansin si el mdulo es mayor que 04 a 075 cm, para fundicin esferoidal hasta hierro gris no inoculado sucesivamente.

Basado en las medidas mostradas en la literatura, el siguiente diagrama (figura 6.24) muestra las presiones de expansin dependiendo del mdulo. (Aproximado).

Fig. 6.24.- Presiones de expansin en funcin del mdulo

Las presiones mximas que actan sobre el molde corresponden a la presin hidrosttica causada por una columna de agua de medio km de altura o ms (fundicin esferoidal). Las presiones ejercidas por las piezas ms gruesas de fundicin gris son ms moderadas igualando a las provocadas por una columna de agua de slo un cuarto de km de altura.

El efecto del mdulo sobre el modelo de cambio de volumen es que al aumentar el mdulo la curva, en la figura 6.17, pasa del modelo C hacia el A. Esto da lugar a una contraccin lquida y una expansin menores al crecer el mdulo. Esto no es necesariamente cierto con la contraccin secundaria. Si es alto el contenido de manganeso, y su efecto es agravado por la presencia de Cr, V, Mo, etc., puede aumentar la contraccin secundaria al aumentar el mdulo por la segregacin de silicio (grafitizante) en el primer hierro en solidificar y aumentar la segregacin de carburos en el ltimo en solidificar. Se recomienda mantener el manganeso por debajo del 02 % con piezas de mdulos superiores a 2 cm en fundicin nodular.

Aunque disminuye la expansin, la presin ejercida o creada por ella aumenta como una flecha al mismo tiempo. Ver el diagrama 6.24 anterior.

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7.- COMPENSACION DE LOS CAMBIOS DE VOLUMEN. ALIMENTACION

7.1.- Las Mazarotas

Cuando se cuela una aleacin en una huella o cavidad, es evidente que se enfra a travs de las paredes, mecanismo ya visto y estudiado.

Normalmente, es raro colar piezas en forma de cubo o esfera; lo ms frecuente son piezas con una dimensin ms pequea que las dems, el espesor. Se puede considerar la solidificacin llamada lateral que se propaga en el sentido del espesor y por otra, la solidificacin longitudinal que se efecta en el sentido de la dimensin mayor de pieza (figura 7.1)

Figura 7.1.- Solidificacin lateral y longitudinal

En un elemento de placa o de barra en curso de enfriamiento, la solidificacin lateral progresa segn planos paralelos, las isotermas son paralelas. Igualmente, si no estn demasiado paralelas, es decir, si el gradiente trmico es suficiente en el sentido transversal, hay una alimentacin capa a capa para compensar la demanda de material del frente de solidificacin. Al final de la solidificacin, el dficit de material se sita en la regin axial (Fig. 7.2.a)

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Figura 7.2.- Distribucin de isotermas en una pieza en solidificacin :sin mazarota con extremidad E con mazarota, radio de accin A y extremidad E

Si ahora la solidificacin se encuentra dirigida naturalmente en la extremidad E de la pieza, la solidificacin longitudinal, partiendo de la cara de la extremidad se conjuga a lo largo del eje de la pieza con la solidificacin lateral para crear el efecto deseado. Esta parte ser sana si todos los gradientes de temperatura alcanzan en no importa qu lugar un valor mnimo crtico, funcin de la naturaleza de la aleacin. Es el fenmeno de efecto de extremidad al que se le atribuye el valor E.

Por otra parte, es posible modificar la distribucin de las isotermas que se establecieron en la parte B por medio de ciertos artificios :

Aumento progresivo de espesor (adopcin de un grado alto de salida, 10 % por ejemplo, para aceros)

Empleo de materiales de molde de propiedades trmicas diferentes

Acoplar un depsito de reserva o mazarota

As se ve en la figura 7.2b cmo el adosar una mazarota permite la obtencin de una pieza sana en una longitud A tal que sean all suficientes los gradientes de temperatura.

Esta longitud A de pieza sana debida a la presencia de la mazarota se llama radio de accin de la mazarota o distancia de alimentacin.

Los fundidores deben producir piezas cuya forma no puede distorsionarse por las contracciones lquida y de solidificacin para lo cual les aplican unas masas auxiliares. Estas masas suministran lquido alimentador durante esas etapas. Luego, o desaparecen naturalmente o, lo ms comn, se reducen o ahuecan ms o menos dependiendo del volumen perdido que ha tenido lugar durante la alimentacin y por su propia contraccin.

En la medida en que la pieza producida est libre de distorsiones dimensionales, las mazarotas habrn conseguido su misin en mayor grado y estarn disponibles despus de su separacin de la pieza para refundirlas. (Por supuesto el valor del material refundido por unidad de peso es solamente una

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fraccin de la pieza producida). As es como funciona el mazarotaje o alimentacin convencional.

Los cuatro factores a considerar en la prctica del mazarotaje convencional son :

v Dnde colocar las mazarotas

Deben alimentar a las ltimas zonas en solidificar, o sea, las de ms mdulo

v Tamao (volumen) de cada mazarota

Debe contener el suficiente metal para compensar la contraccin en lquido de la pieza.

v Forma de cada mazarota

Debe mantenerse lquida lo ms posible y a la vez, tener altura para transmitir el suficiente lquido de alimentacin

v Diseo del cuello

Debe asegurar la conexin abierta el tiempo necesario

En trminos generales, el rendimiento ptimo se logra con mazarotas colocadas encima de la parte de pieza a la que van a alimentar, mazarotas techo.

Figura 7.3.- Tipos genricos de mazarotas

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

Techo : La que est sobre la pieza, aislada

Lateral : Las otras dos, que a su vez, son :

Fra : se llena a travs de la pieza

Caliente : Se llena desde el bebedero y llena ella a la pieza

Tambin se dividen en abiertas, con salida hacia la parte superior del molde y con el mismo dimetro aproximadamente (caso de la techo del esquema) y cerradas, (caso de las otras dos).

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No existe posibilidad de alimentar la contraccin slida. Se compensa fabricando el modelo en el tamao justo para acabar en las dimensiones adecuadas a la temperatura final.

La compensacin de la contraccin lquida (primaria) es bastante simple. Con la contraccin secundaria, ya no lo es tanto. Como la expansin, su fuerza la debe resistir el molde. Esta resistencia puede ser suficiente o no, dependiendo del tipo de molde y del espesor de la pieza (mdulo). Si el molde es suficientem