D-9429

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ESCUELA SUPERIOR POLITECNICA DEI. LITORAL

Facu l t ad de Ingen ie r ía Mecánic at16y@ -1&

“CONSTRUCCION Y PRUEBAS DE UNA MAQUINA

DE FUNDl,CION A PRESION DE METALES*’

TESIS DE GRADO

Previa a la obtención del Título de:

INGENIERO MECANICO

Presentada por:

José Luis Izaguirre Arellano

Guayaquil - Ecuador

1989



MIEMBRO CIEL TRfBUMAI;

ING . ALBERTO TORRES V.

?dIEMBRO DEL TRIBUNAL



DECLARACION EXPRESA

"La responsabilidad por los hechos, ideas y doctrinas

-expuestos en esta tesis, me corresponden exclusivamente;

y el patrimonio intelectual de la misma, a la ESCUELA

SUPERIOR POLITECNICA DEL LITORAL".

(Reglamento de Examenes y Títulos profesionales de la

ESPOL).

JOSE 12iAGUIRRE A.



R E S U M E N

Se presenta en esta Tesis la construcción de una máquina

de fundición a presión del tipo denominado cámara

caliente, para moldeo de aleaciones de zinc,

principalmente, o aleaciones de bajo punto de fusión

(hasta 450°C).

Se indican los cálculos básicos y consideraciones de

diseño sobre el sistema de inyección y el sistema de

cierre de moldes, así como también se establecen

criterios de selección de materiales para las partes más

desgastables de la máquina.

El funcionamiento de los sistemas de inyección y cierre

fue probado sin carga; posteriormente se inyectó cera y

se simularon las condiciones de trabajo, todo esto con

resultados positivos.

Finalmente se hacen recomendaciones sobre modificaciones

y mejoras sobre el diseño original.



I N D I C E G E N E R A L

PAGS.

RESUMN .......................................

INDICB GENERAL ................................

INDICE DE FIGURAS .............................

INDICE DE TABLAS ..............................

SIHBOLOGIA ....................................

INTRODUCCION ..................................

1 GENERALIDADES .-.-....-...-.-.--.....---.. 20

1.1 Antecedentes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20

II FUNDICION .A> PRESION . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.1 Fundamento Teórico . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.2 Háquinas utilizadas en la fundición8 presión . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.3 Aleaciones utilizadas: propiedades J

aplicaciones l_l.ll..._-ll.ll..l..-..

III CALCULOS Y CONSTRUCCION ..m........mm....-

3..1 Descripción de partes y funciones

de la máquina . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

VI

VII

x

XIV

XVI

18

25

25

29

37

72

72



VIII

3.2 Diseño preliminar ...................

3.3 Sistema de fusih de metal ..........

3.3.1 Elementos ....................

3.3.2 Horno ........................

3.3.3 Dimensionamiento del crisol . .

3.3.4 Consumo de combustible .......

8 9

9 4

9 6

9 8

1 0 6

1 1 0

3.3.5 Cálculo y selección del

quemador ....l.............l.. 1 1 4

3.4 Sistema de inyección . . . . . . . . . . . . . . . . 1 1 6

3.4.1 Cámara de presión . . . . . . . . . . . . 1 1 6

3.4.2 Cálculo del émbolo de

inyección . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

3 . 4 . 3 Cálculo y dimensionamiento

de elementos adicionales . . . . .

3.5 Sistemas de accionamiento de

inyección y cierre de moldes . . . . . . . .

3.5.1 Tipos de accionamiento

y selección ..-...............

3.5.2 Cálculo del mecanismo

de inyección . . . . . . . . . . . . . . . . .

3.5.3 Cálculo del mecanismo de

cierre de moldes ....-.l...~.~

1 2 6

1 2 9

1 3 4

1 3 5

1 4 7

1 5 0

IV PRUEBAS ..................................

4.1 Pruebas de alineación de partes .....

4.2 Pruebas de presión ..................

4.3 Pruebas de temperatura ..............

1 7 5

1 7 5

1 7 8

1 8 0



I X

4.4 Pruebas de fusión e inyección .......

V EVALUACIONES Y CONCLUSIONES ...............

APENDICBS ................................

BIBLIOGRAFIA .............................

182

183

187

209



INDICE DE PIGUEtAS

1.

2.

3.

4.

5.

6.7.

8.

9.

10.

ll.

12.

13.

14.

15.

16.

17. Máquina de fundición a presión, tipo cámara

Distribución de presiones .....................

Esquema de una máquina de cámaracaliente ......................................

Secuencia de inyeccion ........................

Proceso de cámara fría vertical ...............

Proceso de cámara fría horizontal .............

Máquina de fundición a presión ................

Horno de crisol ...............................

Sistema de Inyección ..........................

Tobera de inyección ...........................

Mecanismo de cierre ...........................

Sistema motorizado de ajuste de cierre del

molde .........................................

Tipos de acumulador hidráulico ................

Esquema de la cámara de presión ...............

Cámara de presión .............................

Formas de guiado del bastidor .................

Alternativas para el cierre de moldes .........

28

28

3 4

3 4

3 7

7 3

78

7 8

8 1

8 1

8 3

8 7

9 0

9 0

9 3

9 3



XI I

40.

41.

42.

43.

44.

45.

46.

47.

46.

49.

50.

51.

52.

53.

54.

55.

56.

57.

58.

Cierre de forma: tipo palanca doble

acodada ....................................... ~46

Mecanismo de inyección ........................ 146

Montaje del cilindro hidráulico de

inyección ..................................... 151

Fuerzas que actúan en el mecanismo de

cierre ........................................ 151

Mecanismo de cierre en posición

cerrada ....................................... 154

Vista del mecanismo de cierre ................. 154

Factores de modificación de acabado

superficial para el acero, k, ................. 156

Diagrama de Fatiga ............................ 156

Fuerzas que actúan sobre los eslabones ........ 159

Sección transversal del eslabón ............... 159

Diagrama de Fatiga para los eslabones ......... 161

Criterios de Diseño de Columnas ............... 1 6 1

Eslabón medio ................................. 166

Manivela ...................................... ?66

Diagrama de cuerpo libre del pin .............. 166

Diagrama de cuerpo libre de la Placa

portamoldes (móvil) ........................... 171

Diagrama de cuerpo libre: Cruceta ............. 171

Análisis de fuerzas en el mecanismo de

cierre ........................................ 174

Verificación de la longitud del émbolo de

inyección ..................................... 177



XIII

59.

60.

61.

62.

63.

64.

65.

66.

6'7.

68.

69.

70.

71.

72.

Mecanizado de agujeros en la placa del

bastidor ...................................... 177

Pruebas de alineación: nivelación del

bastidor ...................................... 1 7 9

Prueba de deslizamiento de la placa móvil ..... 1 7 9

Medición de la temperatura en la pared

exterior del horno ........................... 181

Soporte de inyección .......................... 1 9 2

Distribución de cargas en la placa

inferior ...................................... 1 9 2

Esfuerzo repetido......................: ...... A9 6

Diagrama de fatiga, placa inferior ............ 1 9 6

Diagrama de fatiga, soldadura ................. 1 9 6

Máquina de Fundición a Presión: Bastidor ...... 201

Diagrama de Fatiga: columnas .................. 201

Diagrama de cuerpo libre de la placa .......... 2 0 4

Dimensiones de la placa ....................... 2 0 4

Diagrama de Fatiga: Flaca ..................... 2 0 4



I N D I C E D E T A B L A S

1.

II.

III.

IV.

V.

VI.

VII.,

VIII

Aleaciones americanas a base de plomo para la

fundición a presión.......................... 41

Aleaciones americanas a base de estaño para

la fundición a presión.....................

Clases comerciales de zinc.................

Aleaciones americanas a base de zinc.......

. . 46

. . 48

. . 51

Aleaciones ZA utilizadas en la fundicih a

presión: composición y propiedades fisicas.

Propiedades mecánicas de las

aleaciones ZA..............................

. . 56

. . 57

Aleaciones americanas a base de aluminio

para la fundición a presión..............., . . 6 0

Aleaciones americanas a base de

magnesio para la fundición a presión......, . . 66



xv

IX.

X.

XI.

XII.

XIII

Aleaciones americanas a base de

cobre para la fundición a presión......

Tamaños estándar de crisoles...........

Propiedades típicas del hierro fundido

0. . . . .

69

. . . . . ío7

gris......................................... 117

Características del acero SAE P20............ 122

Factores de confiabilidad k ,

correspondientes a una desviación estándar

del 8% del Límite de Fatiga.............. 158



S I H B O L O G I A

A: Area

ASTM: Ameritan Society for Testing Materials

cPg :

OC:

D: -

E:

F:

fs:

G ..

h:

1:

k:

kx:

L:

M:

il:

N:

n:

P:

P:

Calor específico prom. de los gases de combustión

Grado centígrado

Diámetro

Modulo de elasticidad

FuerzaFuerza de rozamiento estático

Razón aire/combustible

Coeficiente de transferencia de calor (convección)

Momento de inercia

Coeficiente de transferencia de calor (conducción)Factor de modificación (Fatiga)

Longitud

Momento flector

Flujo másico

Factor de seguridad

Constante de extremos (columnas)

Carga de trabajo (columnas)

Presión



XVII

8:

R:

Rc:

s:

SAE:

T:

v:

v:

w:

2:

ZA:

Calor

Resistencia térmica

Dureza Rockwell C

Resistencia mecánica

Society of Automotive Engineers

Temperatura

Volumen

Velocidad

Peso

Altura geométrica

Aleación zinc-aluminio



INTRODUCCION

El presente trabajo tiene como objetivos: establecer

criterios para la construcción de máquinas de fundición a

presión, empleando mano de obra y tecnología nacionales,

y materiales existentes en el mercado. Todo ello

aplicando criterios de ingeniería.

Otro objetivo es el estudio del proceso en sí, es decir,

la relación entre las variables físicas y el

L funcionamiento de la máquina.

Para lograr lo anterior se ha construido la máquinasiguiendo un procedimiento abreviado de diseño, y se han

efectuado los cálculos de los sistemas que la componen.

Las pruebas se realizaron enfocadas en dos aspectos:

funcionamiento independiente de los sistemas Y

verificación de condiciones físicas (alineación,

temperatura, etc.) y funcionamiento global de la máquina.

Este último se efectuó inyectando cera, con lo cual se



1 9

simularon las condiciones de funcionamiento.

Se pudo comprobar la influencia de la presión en la

calidad de las piezas inyectadas. El estudio de la

variación de otros parámetros se deja para futuros

trabajos de Tesis, así como la implementación del equipo

hidráulico completo y la automatización para el

funcionamiento de la máquina.



G E N E R A L I D A D E S

1.1 ANTECEDENTES

Este proceso surgió como una necesidad para la

producción en serie de la industria de la impresión

en el siglo XIX. Hasta 1820 cada tipo de imprenta era

fabricado individualmente, pero la demanda de

material impreso impulsó 8 los fabricantes a disefiar

Y construir m&quinas que fabricaran tipos de

imprenta.

La primera máquina patentada fue de Sturgiss, data de

1849. Ya presentaba las pricipales características delas máquinas de cámara caliente de hoy en dia:

apertura y cierre de un molde metálico, inyección a

presión de metal fundido, eyección de la pieza

colada. Muchas de las actuales empresas fabricantes

de máquinas de fundición a presión surgieron a partirde organizaciones que preparaban aleaciones de plomo.



2 1

También contribuyo al desarrollo de este proceso la

necesidad de fabricar cojinetes. Alrededor de 1890 se

emplearon estas máquinas para producir partes de

cajas registradoras y fonógrafos. Desde 1906 el

progreso en la construcción fue muy rápido y paralelo

con el de la industria automotriz, ya que ella ha

sido siempre el mayor consumidor de piezas fundidads

8 presión.

Por esta epoca creció también la demanda de

componentes para artículos de consumo doméstico,

tales como: aspiradoras, lavadoras, máquinas de

oficina, registradoras. Sólo se usaban máquinas de

cámara caliente que funcionaban con aire comprimido.

Durante la primera guerra mundial la producción se

limitó a componentes de municiones; hasta esta época

no se había desarrollado normas para las aleaciones

en uso. Aunque ya se empleaban aleaciones de zinc, su

composición variaba según el fabricante.

Hacia 1920 la New Jersey Zinc Company patentó las

aleaciones de zinc conocidas con el nombre de zamak;

para el final de la década ganaron el mercado y

pasaron 8 ser las más usadas comercialmente.

Paralelamente se introdujo la máquina de cámara fria,

con estas máquinas se fabricaron piezas de aleaciones

de latón pero, los aceros para moldes disponibles



22

entonces eran de corta duración. No obstante este

obstáculo, fueron un gran avance pues se colaron

también aleaciones de aluminio, magnesio y piezas

grandes de zinc; éstas últimas gracias 8 la robustez

de estas máquinas.

Durante 1930 el crecimiento de la industria del

automúvil y la demanda de accesorios permitieron

desarrollar técnicas para el acabado superficial de

las piezas de zinc, procesos que sólo se aplicaban

hasta entonces a piezas de bronce. También se

introdujeron variantes al proceso de cámara fria

(máquinas con cámara vertical).

La segunda guerra mundial vino 8 acelerar el

procedimiento. Se descartaron las máquinas accionadas

por aire comprimido y se desarrollaron máquinas masrobustas y de mayor capacidad, de ambos tipos; eran

accionadas hidráulicamente.

Desde 1950 no ha habido variación respecto a los

elementos básicos de los tipos de máquinas que

conocemos actualmente. Las mejoras que se han

introducido se relacionan con el incremento de

producción y de la calidad de las piezas inyectadas.

Se desarrollaron equipos para alimentar

automáticamente las máquinas de camara fría; se

estudió el proceso de llenado y cómo es afectado por



23

la presión, la misma que varia durante la inyección.

El uso del osciloscopio permitió registrar este

fenómeno, con lo que se mejoró el sistema de

inyección en la máquina de cámara fría (acumulador,

intensificador, etc.). Se implementaron los procesos

de inyección en vacio, para evitar poros.

Hacia 1960 se comenzó a inyectar aleaciones ferrosas,

y se incrementó el uso de aleaciones de cobre. Esto

fue ayudado por mejoras logradas en los aceros para

los moldes y aumentando el uso de aleaciones

refractarias basadas en tungsteno o molibdeno. Estas

son más resistentes a los choques térmicos. Por esta

época se introdujo la aleación de zinc ILZRO 12 para

moldeo por gravedad. Tenía resistencia mecánica y

dureza similares a las aleaciones zamak. Hacia el

final de esta década, en 1968 se creó la Organización

ILZRO, misma que ha contribuido al estudio del

proceso de inyección al contar con un laboratorio

para pruebas.

Durante la década de 1970 se desarrollaron dos

aleaciones de zinc para la fundición a presión: ZA 8

y ZA 27. Actualmente la ZA 8 se inyecta en máquinas

de cámara caliente, y las otras en máquinas de cámara

f r í a .

Actualmente este procedimiento de fabricación se



encuentra automatizado completamente, aunque en

ciertos casos se sigue necesitando el elemento humano

para resolver ciertos problemas que surgen,

especialmente durante la eyección de piezas.

Las máquinas de cámara fria son las más empleadas

debido a que son de mayor potencia y pueden inyectartanto aleaciones de aluminio como de zinc. Se han

aplicado microcomputadores para controlar las fases

del funcionamiento de la máquina, así como para

seleccionar los mejores parámetros de funcionamiento

(presión, velocidad, etc.). Esto último ha permitido

acoplar el aspecto económico (ritmo y volumen de

producción) con el aspecto técnico (variables fisicas

del proceso), lo cual ha dado como resultado la

fabricacion más racional de productos.

Se han mejorado los métodos de preparación de

aleaciones, de fusión de las mismas, de control de

temperatura, de manipulación de la aleación liquida,

de control de calidad, etc.



C A P I T U L O I I

FUNDICION A P RES ION

2.1 FUNDAHENTO TEORICO.

La fundición a presión es un proceso en el cual el

metal en estado líquido es inyectado en un molde de

acero de dimensiones precisas y en cuyo interior es

mantenido bajo presión hasta completar la

solidificación. Cuando el material ha solidificado

se abre el molde y la pieza fundida es removida

(expulsada).

La característica de éste proceso la constituye la

obtención de una presión de llenado elevada, por lacual el metal líquido es introducido al molde con

alta velocidad. Es evidente que las paredes finas,

las aristas y las curvas de las piezas a fundir,

oponen una resistencia elevada al metal líquido.

Estos factores hacen necesario que éste penetre a

velocidades relativamente altas en el molde; sin



26

embargo, la velocidad no debe ser tan alta que

pulverice el metal líquido ni tan baja que

solidifique antes de llenar completamente la cavidad

del molde.

La influencia de la velocidad de la corriente en el

proceso de llenado del molde es muy considerable.

Tomando como base la ecuación de Bernoulli, resulta

para una corriente estacionaria, la siguiente

distribución de presiones, fig. 1

Según la ecuación 2.1, para un mismo y único caldo,

al colar sólo se puede influir la velocidad variando

la presión de colada. Esto debe tenerse en cuenta en

las máquinas de inyeccion, en las cuales: puede

dimensionarse en forma adecuada el diámetro del

émbolo de inyección o puede regularse la presión

hidráulica de accionamiento de dicho émbolo

Por otra parte, la obtención de una elevada presion

de colada precisa equipos especiales para mantener el

molde en su posición. Por esto se ha desarrollado la

máquina de fundición a presión, a la que competen las

funciones de: mantener el molde en su posición,

apertura y cierre del mismo, y la compresión del

metal fundido.

Aunque existe una gran variedad de máquinas, todas

están constituidas por los elementos siguientes:



27

a) Un bastidor fuerte, fijo al armazón de la máquina

que sostiene ambas mitades del molde en una posición

determinada respecto a la cámara de presión;

b) Un mecanismo que permite cerrar y mantener

engatilladas las dos mitades del molde durante el

proceso de la colada, y abre las mismas una vez que

la pieza fundida se ha solidificado;

c) Una cámara de presión, en la cual el metal en

estado líquido es sometido a una presión elevada en

determinados intervalos, para ser inyectado en el

molde.

Según el tipo de cámara de presión se distinguen dos

tipos de procesos diferentes. El uno es llamado de

cámara caliente, en elcual la cámara de presión se

encuentra 8 la temperatura del metal fundido del

horno. El otro es llamado de cámara fria. En éste la

cámara de presión está fuera del horno y no esta

calentada; el metal necesario para cada inyectada se

introduce en la cámara de presibn mediante una

cuchara. Estos procesos determinan los dos tipos de

máquinas usadas.

Cada uno de estos tres elementos esta sujeto 8

variaciones en el diseño, de manera independiente del

disefio de los otros dos elementos. A esto se debe la

gran variedad existente en la construcción de las



á i d f di ió ió

MOL.DE i CAMARA D E

P R E S I O N

/’

0

P

Ab0

2va

/

- p2 v2

9 +z+ #-.E+ g+74

Donde : va : velocidad en el ataque de col ada , (m/s 1

p2: p r e s i ó n d e coloda , [ N l m ’ )

f ; d e n s i d a d d e l m e t a l f u n d i d o , (Kg lm31

F I G . 1 : D is t r i buc ión d e p r e s i o n e s .

M E C A N I S M O D E CAMARA D EP A L A N C A A C O D A D A P R E S I O N E GJLINDRO D E

CJLJ NDRO

CJ E R R E

CRISOL

d

II . J N Y E C CI

DE

ON

/M O L D E

P L A C A MOVIL‘-HORNOP L A C A FJ JA

FIG. 2 : E s q u e m a d e u n a m á q u i n a d e c á m a r ac a l i e n t e .



29

2.2 HAQUINAS UTILIZADAS EN LA F'UNDICION A PRESION

El sistema de funcionamiento y la disposición general

de la máquina de fundir depende del tipo de cámara de

presión, y de acuerdo a ésta se clasifican los

diversos sistemas constructivos de las máquinas de

fundición a presión. Se tienen por tanto los dos

tipos siguientes de máquinas, diferentes en lo que a

funcionamiento y aplicación se refiere:

1) Máquina de fundición a presión con cámara de

presión caliente; llamada máquina de camara caliente;

2) Maquina de fundición a presión con cámara de

presión fria; llamada máquina de cámara fria.

Máquinas de cámara caliente.

Según el sistema de introducción del metal líquido al

molde, se clasifican en:

Máquinas de inyección por aire comprimido, en las

cuales se aplica aire comprimido directamente sobre

la superficie del metal líquido;

Maquinas de inyección por émbolo, en l-as cuales el

metal liquido se introduce en el molde mediante un

embolo accionado por un cilindro neumático 0

hidráulico.



30

Las máquinas del primer tipo presentaron graves

inconvenientes, y por eso dejaron de usarse. Debido a

las bajas presiones de trabajo (máx. 44.5 Kg/cm' ),

las piezas fundidas no tienen gran densidad; ademas,

la ap l i cac ih de a i r e com p r im id o d ir e ct a m e n t e s o b r e

e l m e t a l f u n d i d o p r o v o c a u n a p u l v e r i z a c i ó n d e l m e t a l

Y su c o n s i g u i e n t e oxidación. Debido a esto, las

máquinas en uso actualmente son las de inyeccion por

émbolo.

La construcción de las máquinas de émbolo se aprecia

en la fig. 2. El equipo consta de un horno de

mantenimiento, calentado por diesel, gas 0

electricidad, y forma una sola unidad con la máquina.

El metal es fundido en el crisol, o bien introducido

en el mismo en estado liquido. El dispositivo decolada consiste en la cámara de presión (llamada

cuello de ganso), el émbolo con sus aros, la boquilla

y el crisol para recibir el metal.

La cámara de presión se halla dentro del bafio

metálico; el émbolo de inyección opera verticalmente

y en la posición superior deja libres los agujeros de

carga. Al descender el émbolo se cierran los agujeros

y el metal es comprimido hacia el molde a través de

la tobera. Es importante que los asientos de la

boquilla del molde, ambos extremos de la tobera Y el

cuello de ganso sean asegurados para evitar fugas de



31

metal mientras se aplica presión. Después de llenadoel molde, el émbolo es movido hacia arriba, lo que

produce aspiracion del metal fundido desde el crisol

hacia la cámara de presión.

Al efectuar la colada, el metal fundido forma un

sistema hidráulico en la tobera y en la cámara de

presión. Durante el llenado del molde no debe

. existir ninguna caída de presión. La calidad de la

pieza depende en principio de la presión de colada,

de las temperaturas del molde y de colada, y de las

dimensiones del ataque de colada.

La tobera debe colocarse formando un ligero ángulo de

caída de unos 7' en la parte posterior del semimolde

fijo, a fin de que el metal excedente todavía liquido

al acabar la inyectada pueda volver al depósito de

presión por influencia de la gravedad. Para separar

el cono bebedero del metal líquido en la tobera, por

un lado se refrigera intensivamente el bebedero del

molde y por otra parte se mantiene caliente la

tobera. De esta forma, se obliga al bobedero a

solidificar rápidamente, mientras que el metal

permanece líquido en la tobera.

Cuando la pieza fundida se ha solidificado se abre el

molde, la pieza fundida junto con el bebedero queda

en la mitad móvil del molde mientras que el metal



32

todavía liquido de la tobera vuelve 8 caer 8 la

cámara de presión.El conjunto (pieza y bebedero) es

expulsado mecánicamente al final de la carrera de

apertura, como se muestra en la fig. 3

En estas máquinas se tiene mayor seguridad de

funcionamiento, se evita la inclusión de espuma o

escorias en la pieza inyectada, pues el metal fundido

entra en la cámara de presión por debajo del nivel

del baño. Generalmente las presiones de inyección

están en el rango de 100 a 300 Kg/cm2, son inferiores

a las de las máquinas de cámara fria pero son

suficientes, puesto que en el sistema de cámara

caliente es posible una transmisión de calor más

efectiva al llenar el molde. Con esto se disminuye la

fuerza de reacción del molde, se reduce el peligro de

formación de rebabas y se aumenta la duración del

molde.

Las máquinas de cámara caliente son apropiadas para

la fabricación de piezas con aleaciones de plomo,

estaño y zinc; no son adecuadas para la fundición de

aluminio ya que éste en estado liquido ataca al

hierro y al acero; como el cilindro y el émbolo de la

máquina están en contacto permanente con el metal

liquido, sobrevendría rapidamente una fusion de las

mismas con la aleación de aluminio.



33

Máquinas de cámara fría.

En este sistema, la cámara de presión se encuentra

inmediata a la máquina de inyección. Aqui, el metal

de colada necesario en cada inyectada se vierte,

mediante una cuchara, en estado pastoso o líquido, en

la cámara de presión formada por un cilindro,

inmediatamente antes de efectuar su inyección en el

molde. La introducción del metal en el molde se

efectúa mediante un émbolo operado por un cilindro

hidráulico.

La cámara es fría, es decir, no está calentada.

Naturalmente, en funcionamiento prolongado la cámara

de presión fría se calienta y llega a alcanzar

aproximadamente la temperatura media del molde.

Debido a esto el cilindro y el émbolo de inyección

están sujetos a repetidas expansiones y contracciones

en cada inyectada, y por tanto, sometidos a esfuerzos

mecánicos y térmicos. El émbolo es enfriado por aguapara extraer calor y evitar que se sobredimensione

cuando está en contacto con el metal.

En este tipo de máquinas deben respetarse ciertas

normas en cuanto 8 la velocidad del émbolo. No debeser demasiado alta, pues pulverizaria el metal al

penetrar en el molde, ni demasiado baja pues se



i í

CAVIDADPI EZA

EXPULSORAS TAL A M A R A D E

Dl DO

1 El molde es t á c e r r a d o y l a cámar 0 d e p r e s i ó n e s t á l l e n a conm e t a l l í q u i d o .

2 E l émbo lo compr ime e l m e t a l f u n d i d o hacia. l a , c a v i d a d d e l m o l d e ,donde e s m a n t e n i d o bajo preslon h a s t a solIdifIcai.

3 Se obre e l mo lde . La p ieza inyec t ada permanece en lo m i t a d móvi l .E l é m b o l o s u b e , h a c i e n d o r e g r e s a r a l m e t a l l í q u i d o .

L L a s bor ras expulsoras e m p u j a n l a p i e z a i n y e c t a d o , f u e r a d e l m o l d e .E l e m b o l o h a s u b i d o t a t a l m e n t e . S e h a cargado m a s m et a l .

FIG, 3 : Secuencia d e i n y e c c i ó n .

INYECCIONSEHI MOLDE i+ ~~

FIJO\ .rDE

N

BOQUILLÁ ’ I ’ ‘CONTRAPISTON

SEHI MOLDEMCVIL \ I

BARRA C ON O D E L

EXPULSORA

R E S I D U O D E

PI EtAINYECTADA

COLADA

FIG. 4 : P r o c e s o d e c á m a r a f r r á v e r t i c a l .



35

evitar que el metal se solidifique antes de llenar

completamente el molde. Se utilizan velocidades altas

al colar piezas con paredes finas, y velocidades

bajas para colar piezas con paredes gruesas.

Si una aleación determinada debe fundirse en estado

liquido, o en estado pastoso, depende de las

propiedades tecnológicas. Las aleaciones a base de

cobre se funden, por lo general, en estado pastoso;

aleaciones a base de aluminio y magnesio se funden

casi siempre en estado liquido. Las aleaciones a base

de zinc deben fundirse a presión únicamente en estado

líquido; en caso contrario se obtendrán piezas de

textura mala, con propiedades mecánicas

insuficientes.

Existen dos tipos constructivos de máquinas para

fundir con cámara fría, según la disposición de la

cámara de presión. En el primero, la cámara de

presión está dispuesta horizontalmente, es formada

por un cilindro y se prolonga hasta el molde; en el

otro, la cámara de presion está dispuesta

verticalmente y está separada del molde.

En la fig. 4, se ilustra el proceso de colada de una

máquina con cámara vertical: se recoge el metal

fundido con una cuchara y se deja caer desde arriba

en la cámara de presión, que permanece cerrada en su



36

parte inferior P or medio de un contrapistón. Al

soltar el disparo, el émbolo de inyección penetra por

arriba, comprime el metal fundido contra el molde, a

través de una boquilla. Al concluir la colada, el

émbolo de inyección corta el residuo y retrocede a su

posición inicial; el contrapistón retrocede y sale de

la cámara, expulsando o soltando el residuo de

colada.

El proceso de colada con cámara fría horizontal se

ilustra en la fig.5. Con el émbolo de inyección en su

posición más retrasada, se introduce el metal fundidoen la cámara de presión mediante una cuchara a través

de un orificio de carga colocado en la parte

superior.

La cantidad de metal necesaria para cada colada ocupa

sólo una determinada parte del volumen disponible de

la cámara de presión. Debido a esto, no se utiliza la

capacidad total de la cámara, por tanto el grado de

llenado de la cámara nunca es el 100%, y asi, al

soltar el disparo, tan pronto como el émbolo de

inyección en su movimiento de avance cubre el

orificio de carga, se inyecta aire en la cámara de

presión.

Es muy importante que escape el aire, por tanto nodebe formarse ninguna onda de choque en la cámara de



37

presión, y el émbolo de inyección debe avanzar al

principio a poca velocidad, luego se efectúa el paso

a alta velocidad del émbolo de inyección y el metal

fundido es comprimido contra la cavidad del molde.

Por este procedimiento se efectúan hoy todas las

coladas de aluminio, magnesio y latón; y las grandespiezas de zinc. SEMI MOLDE

F I J O

I

MARA D E P R E S I O N

E M B O L O D E

SEMI MOLDEM$lVIL

INYECCION

BARRA PI EZAEXPULSORA INYECTADA

R E S I D U O ,DE

COLADA

F I G . 5 : P r o c e s o d e c á m a r a f r í a horizontal _

2.3 ALEACIONES UTILIZADAS: PROPIEDADES Y APLICACIONES.

En la fundición a presión sólo en casos especiales se

utilizan metales puros. Casi siempre se recurre 8

aleaciones, pues con ellas se obtienen propiedades

físicas superiores 8 las de los metales

constituyente!% aislados.



39

ALEACIONES PESADAS DE BAJO PUNTO DE FUSION.

Plomo.- Tiene una densidad relativa de ll.35 en

estado sólido a 20°C; y 10.66 en estado liquido a 33f

C. Se funde a 327.4'C e hierve a 1 525'C, empezando a

emitir vapores entre 800"~ 900' C. Es de color gris

azulado, tiene una resistencia a la tracciún de 1.2 a

1.7 Kg/mm' y una resistencia 8 la compresión de 1.2

Kg/mm2. Es más blando que los metales pesados (dureza

brinell 3), muy maleable y dúctil.

Al igual que sus aleaciones es resistente 8 los

agentes atmosféricos, y aunque se oxida fácilmente,

la corrosión no penetra en el metal. Es sumamente

resistente al ácido sulfúrico en estado frio, éste lo

ataca en estado caliente.

Es resistente a los sulfatos, amoniaco y 8 un gran

número de ácidos orgánicos, aceites, etc. Por esto se

lo emplea junto con sus aleaciones para la

construcción de aparatos en la Industria quimica.

Aleaciones a base de plomo.- El uso de estas

aleaciones se debe a que tienen: bajo punto de

fusión, bajo coeficiente de contracción, alta

resistencia 8 la corrosión, y 8 su facilidad de

maquinado. Estas caracteristicas, junto con las de

antifricción, resistencia a los ataques de ácidos

fuertes y resistencia al paso de los rayos X, han



40

determinado su aplicacion para la elaboración de

piezas que requieran estas cualidades. El alto pesoespecífico, la dureza y la resistencia a la tracción

redu-cidas limitan su empleo 8 piezas de poca

importancia que no están sometidas a elevada fatiga

mecánica.

Las aleaciones más utilizadas en la fundición a

presión, están constituidas con cantidades variadas

de antimonio, estaño y cobre. Las piezas coladas se

deslustran con el aire y para evitarlo se debe

proteger su superficie. Como estas aleaciones se

funden a baja temperatura, tienen buenas

características para el proceso y se logra una mayor

duración de la vida de los moldes. La temperatura

media de fusión está alrededor de los 300"C, Y haY

algunas que funden a los 237OC.

El antimonio es el principal agente de aleación y

endurecimiento que se utiliza en estas aleaciones. En

la tabla 1 están consignadas algunos tipos de

aleaciones utilizadas. Como se deduce de dicha tabla,

el contenido de antimonio puede variar desde el 2 al

16%; cuando este porcentaje es más elevado se agrega

un tercer agente (Sn) para hacer menos quebradiza la

aleación.

Si el contenido de antimonio es aumentado hasta 10%





43

pieza colada en forma considerable.

El uso de las aleaciones de plomo es limitado para

piezas que no están sometidas a grandes esfuerzos a

la fatiga y que no deben soportar temperaturas

elevadas. Son empleadas para la fundición 8 presión

de gran cantidad de objetos ornamentales, como

rejillas para muebles de radio, adornos de

radiadores, mascotas para guardafangos, artefactos de

iluminación,etc. También se usan para fundir adornos

para ataúdes, péndulos, piezas de aparatos de medida,

bocinas de automóviles. Las propiedades tóxicas del

plomo excluyen la utilización de sus aleaciones para

objetos que están en contacto con alimentos.

Estaño.- Tiene una densidad relativa de 7.4. Se funde

a 23Z" C e hierve a 2 270OC, emitiendo vapores a

partir de los 1 200Oc. Es un metal de superficie

brillante y de color gris claro, que se transforma en

amarillento en estado caliente. Tiene una textura

cristalina. La resistencia 8 la tracción es pequefia,

2 a 3 Kg/mm'; y ,ì& la resistencia 8 la compresión es

de 4 Kg/mm'. Su dureza media es 4.5 brinell.

El estaño se pone quebradizo a una temperatura de 200O

C y vuelve 8 ser blando cuando baja a 100' C. Es muy

frágil cuando se lo somete a bajas temperaturas. No

se oxida por acción del aire a temperatura ambiente;



45

del estaño de 80 a 92%);

2) alta velocidad con carga continua (proporción del

estaño de 78 a 62%);

3) baja velocidad con carga fluctuante (proporción

del estaño de 7 la 12%);

4) baja velocidad con carga continua (proporción del

estaño de 0 a 3%).

La tabla II indica varias composiciones de metales

babbit, fabricados a base de estaño.La fundición de

las aleaciones de estaño se efectúa en máquinas de

cámara caliente. A causa de su reducida contracción

se pueden fabricar piezas de diseño complicado. El

metal no se adhiere a las paredes del molde y las

piezas pueden separarse fácilmente. Debido a su bajo

punto de fusión las aleaciones de estaiio eran muY

usadas, pero el desarrollo de las aleaciones de zinc

y de aluminio (y su menor costo) las ha hecho perder

importancia. Se fabricaron cojinetes por este

procedimiento pero actualmente se los hace por

fundición centrifugada.

Las aleaciones a base de estaño son apropiadas para

piezas de gran precisión que no deben soportar

grandes esfuerzos de fatiga. Se las utiliza en la

fabricación de partes de contadores de electricidad,

de piezas para radio, de instrumentos de medida,



46

T A B L A I I

A L E A C I O N E S A M E R I C A N A S A B A S E D E E S T A Ñ O PARA LA

F U N D I CION A PRESlON

DESIGNAClON

C O M P O S I C I O N

QUIMICA

! Olo 1

Sn

S b

P b

CU

FC

A S

B i

S A E No 1 0 SAE No 11 SAE No 12

mín. 9 0 8 6 5 9 . 5

4a S 6 a 7.5 9.5 a 11.5

má& 0 . 3 5 0 . 3 5 2 6

4 a 5 5 a &5 2 . 2 5 a 3 . 7 5

m á x . 0 . 0 8 0 . 0 8 0 . 0 8

m á x . 0 . 1 0 0 . 1 0

m ó x , 0 . 0 8 0 . 0 8 0 . 0 8

R e s i s t e n c i a a

l a ‘ Ir a c c i ó n( K g /mm2 )

6 . 3 7 . 0 5 . 5

P R O P I E D A D E S

A l a r g a m i e n t o( Olo 1

D u r e t aB r i n c l l

(Kg/mm2)

2 1 1 . 2 5

23 a 2 6 3 0 2 7 . 7

Dcns i dadr c l a t iv a

P u n t o d ef u s i ó n (‘Cl

7.40 7 . 5 3 7 . 9 8

204 2OL 2 3 2

N O T A S l . - L a D u r e z a Br inel I se refiere a ens ayos c o n bola de 10 mmd e d i á m e t r o yp r e s i ó n .

c a r g a d e 5 0 0 K g d u r a n t e 3 0 s e g u n d o s d e



cremallera. También se emplean para aparatos

sanitarios, separadores de nata, etc., en generalpara piezas que deban tener una elevada resistencia a

las soluciones alcalinas.

Zinc.- El zinc más puro es obtenido por un proceso

electrolítico, con un grado de pureza que alcanza

99.99%. Las principales impurezas que contiene el

zinc comercial son: plomo, hierro y cadmio, y según

el grado de su pureza se han establecido para el zinc

varias clases comerciales. En la tabla III se

consignan las composiciones químicas de las distintas

clases de zinc, de acuerdo con lo especificado por la

Ameritan Society for Testing Materials.

El zinc tiene una densidad relativa de 6.9 a 7.2. Se

funde a los 419'C e hierve a unos 907OC. Es duro, de

un color blanco-azulado y posee un brillo metálico.

Tiene una superficie de rotura cristalina. El zinc

vaciado a una temperatura cercana 8 la de fusión

tiene una textura de grano gruesa, pero si se lo

funde en un molde refrigerado por agua, el tamafio de

los cristales se reduce.

La resistencia 8 la tracción alcanza los 15 Kg/mm2.

El zinc puro, por su escasa resistencia y su gran

contracción casi nunca es empleado para la colada a

presión. Además, ataca fuertemente las partes



20’

5:0’

QQ

s 0

-7 0 0’

0 0 0

c-

0 0’

cnW

.‘)

c

0



49

ferrosas de las máquinas de fundir.

Aleaciones a base de zinc.- Son ideales para la

fundición a presión debido a las siguientes

características:

- bajo costo;

- facilidad de fusión;

- propiedades físicas superiores a las de las demás

aleaciones (excepto las de cobre);

- se pueden fabricar piezas con paredes finas y

gruesas;

- las piezas fundidas se pueden maquinar con

herramientas de corte;

- las piezas fundidas tienen superficies lisas, y se

les puede aplicar cualquier acabado;

- tienen alta resistencia 8 la corrosión superficial;

Las aleaciones más conocidas para la fundición a

presión se venden bajo el nombre comercial de zamak.

Fueron introducidas al mercado al final de 1920. sus

propiedades mecánicas son en general superiores a las

fundiciones en arena de hierro gris, bronce y

aluminio, particularmente en tenacidad y resistencia

al impacto. Muchos componentes fabricados normalmente

de hierro, cobre, aleaciones de aluminio o plasticos

pueden ser producidos por fundición a presión

utilizando estas aleaciones, con propiedades



50

mejoradas y costo reducido.

Las aleaciones de zinc empleadas en el proceso

contienen siempre aluminio o aluminio y cobre. En la

tabla IV están las composiciones químicas y

propiedades de las aleaciones zamak. Analizaremos los

efectos de los diversos metales aleantes sobre las

aleaciones a.base de zinc.

Un contenido de 4% de aluminio reduce la fuerza de

ataque de la aleación sobre el molde y las partes

ferrosas de la máquina con las cuales el metal

liquido entra en contacto. El aluminio mejora ademhs

la textura de la pieza fundida, y aumenta su

resistencia y su dureza.

El contenido de cobre tiene el fin de aumentar la

resistencia y la dureza de la aleación. Mejora su

resistencia a la corrosión pero reduce la estabilidad

en las medidas y propiedades.

Las aleaciones de mayor importancia en el mercado son

la zamak 3 y la zamak 5, que corresponden a las

aleaciones normalizadas SAE 903 y SAE 905)

respectivamente. La aleación zamak 3 tiene una

proporción menor de cobre y se distingue por su

estabilidad en las medidas y en la resistencia al

impacto. Es más maleable, reaccciona mejor al

recocido de estabilización y es más resistente a la





53

tienen propósito decorativo.

Estas aleaciones fueron usadas ampliamente durante

más de 50 años y dominaron el mercado. Por 1960 se

introdujo una aleación de zinc con el nombre de ILZRO

12 que contenia cerca de 12% de aluminio, recomendada

para fundición en arena 0 en molde metalico (por

gravedad). Debido al alto contenido de aluminio la

microestructura presentaba grano fino (aún 8

enfriamiento lento) y una resistencia 8 la tracción y

una dureza similares 8 las aleaciones zamak.

Posteriores trabajos de investigación mostraron que

las propiedades de la aleación ILZRO 12 podian

mejorarse reduciendo el contenido de aluminio 8 11%.

La aleación fue designada ZA 12.

Posteriormente, después de 1970 se desarrollaron dos

aleaciones que contenian 8% y 27% de aluminio. Se

designó entonces a esta familia de aleaciones de

zinc-aluminio como ZA 8, ZA 12 y ZA 27; sus digitos

indican el contenido de aluminio. Después de 1980 se

hizo evidente que las aleaciones ZA eran adecuadas

para fundirse a elevada presión y por gravedad. Las

aleaciones ZA 12 y ZA 27 fundidas atacan 8 los

metales ferrosos y por esto se las funde en maquinas

de cámara fria. Se ha encontrado que la aleación ZA 8

puede ser fundida en máquinas de cámara caliente.



54

Comparadas con el aluminio todas las aleaciones ZA

funden a baja temperatura (menor consumo de energía),

tienen mejor fluidez. Además tienen más resistencia y

dureza, menor fragilidad. Comparadas con las

aleaciones de bronce, las ZA tienen mejor

fundibilidad, baja densidad, dureza y resistencia más

altas y presentan menor desgaste en servicio.

La aleación ZA 8 fue desarrollada para fundirse en

molde metálico con excelentes caracteristicas de

acabado; por esto es apropiada para aplicaciones

decorativas. Después de 1980 fue usada exitosamente

en máquinas de cámara caliente y se obtuvieron

mejores propiedades mecánicas. Las piezas a obtenerse

tienen un espesor de pared que varia en un rango de

0.76 a 1.27 mm, a velocidades de producción

convencionales.

La aleación ZA 12 es la más utilizada en todos los

procesos de fundición. También se la emplea como

prototipo para fundir partes que se fabricarán con

aleaciones zamak. Presenta una combinación de: bajo

costo, resistencia mecánica Y resistencia al

desgaste, debido a las cuales se ha convertido en la

más popular de las aleaciones ZA.

La aleación ZA 27 puede ser colada en arena, molde

metálico o en máquinas de cámara fria. Tiene las más







al aire forma una capa de óxido en su superficie. Se

disuelve en el ácido clorhídrico y en el acético

mezclado con cloruro sódico, resiste al acido

sulfúrico y al nítrico.

Aleaciones a base de aluminio.- Tienen una gran

aplicación, no obstante su mayor costo comparadas con

las de zinc: ocupan el segundo lugar en cuanto al

peso y al volumen producido. Las propiedades que

motivan su gran aplicación son:

- peso especifico reducido (el menor, excepto lasaleaciones de magnesio);

- buena resistencia a los agentes atmosféricos;

- gran estabilidad dimensional en un amplio margen de

temperaturas;

- altas conductividades eléctrica y térmica;

- buena resistencia a la tracción;

- elevada dureza.

Como inconvenientes de la fundición a presión de

aleaciones de aluminio deben mencionarse los

relativamente altos puntos de fusión (530"a 620" C).

Aunque las piezas fundidas resisten mayores

temperaturas, se deben usar aceros especiales y

tratados térmicamente para los moldes. Esto ocasionaun elevado costo de producción. La exactitud en las

medidas es algo inferior que en las piezas coladas de



l i d i

59

El aluminio forma aleaciones con casi todos los

metales, excepto con plomo y mercurio. Las aleaciones

pueden agruparse en tres clases principales, según el

metal aleante:

- aleaciones de aluminio con cobre, con alrededor de

un 8% de cobre;

- aleaciones de aluminio con silicio, con un

contenido de hasta 13% de silicio;

- aleaciones de aluminio con magnesio, con un

contenido de hasta 10% de magnesio.

En la tabla VII están las aleaciones más usadas en la

fundición a presión. Las aleaciones con cobre tienen

buenas propiedades mecánicas y se las emplea para la

fundición de piezas con paredes de espesores gruesos.

La adición de cobre aumenta las propiedades para la

fundición a presión (reducción de la temperatura de

fusión, aumento de la fluidez) pero eleva el peso

especifico. El cobre disminuye la resistencia 8 la

corrosión, por tanto, las piezas fundidas no deben

estar en contacto con agua de mar. Por lo general se

agrega 8 esta aleación un pequeño porcentaje de

silicio.

La aleación SAE 307 es barata y se usa para fundir

piezas que no requieren una elevada resistencia a la

corrosión y que no tengan paredes muy finas. De todas





61

las aleaciones de aluminio utilizadas para la

fundición, presenta la mejor combinación de

resistencia y ductilidad. Para piezas más complicadas

se emplean aleaciones con más contenido de silicio

(SAE 306 o SAE 308). Tienen buenas propiedades

mecánicas y mayor resistencia 8 la corrosión.

Las aleaciones de aluminio con silicio tienen buenas

propiedades para la fundición, en particular, bajo

coeficiente de contracción. Se las emplea para fundir

piezas con paredes de pequeños espesores y diseño

complicado. Cuanto mayor es el contenido de silicio,

tanto más grande es la fluidez de la aleación, pero

disminuye la plasticidad de las piezas coladas. Este

grupo de aleáciones tiene buena resistencia a la

corrosión. La aleación SAE 304 tiene buena

resistencia 8 la corrosión en agua salada y buenas

características para fundición. Como caracteristica

general todas tienen buenas propiedades mecánicas.

Las aleaciones de aluminio con magnesio poseen una

alta resistencia 8 la corrosión,. y la superficie de

las piezas fundidas se mantiene pulida sin capa

protectora. Son más livianas que las otras aleaciones

de aluminio y poseen buena ductilidad. Una aleación

que contenga 8% de magnesio como único metal aleador

(ASTM tiene excelentes propiedades mecánicas es



(ASTM tiene excelentes propiedades mecánicas es

62

la más liviana y mejor maquinable de todas las

aleaciones de aluminio. Tiene buena resistencia a la

corrosión, pero es dificil de fundir, por la ausencia

de silicio. No se emplea para fundir piezas de

paredes finas.

Las aleaciones de aluminio se utilizan en fundición a

presión desde 1914, y hoy son tan populares como las

de punto de fusión más bajos. La temperatura alta de

fusión y la propiedad del aluminio en estado líquido

de atacar al hierro, hacen necesario el empleo de

máquinas con cámara fria. En efecto, el alto

contenido de hierro empeora la calidad de la aleación

aumentando su dureza; por este motivo se emplean las

máquinas mencionadas, las cuales permitentemperaturas de colada más bajas y la obtención de

piezas de mayor densidad. El contenido de estadio en

la aleación no debe ser mayor de 0.316, de lo

contrario se reducirán las propiedades mecánicas de

la pieza fundida.

Estas aleaciones se emplean para fundir piezas para

aparatos de todas clases, para maquinaria pequeña,

para piezas que deban tener una elevada resistencia a

la fatiga mecánica. Se las usa en la fabricacion de

accesorios para tuberias, de aparatos ópticos,

eléctricos y articulos domésticos como



eléctricos y articulos domésticos como

63

para cocina. Ocupan un lugar importante en la

fabricación de piezas para automóviles y aviones

debido a su poco peso, alta resistencia 8 la

corrosión y apariencia atractiva.

En general, las características de las aleaciones de

aluminio son: bajo peso especifico, dimensiones

exactas y estables de las piezas coladas a presión,

alta conductividad eléctrica y térmica, fácil

maquinabilidad y gran variedad de propiedades

mecánicas que pueden conseguirse por las diferentes

aleaciones, las cuales aseguran una utlización

creciente de las mismas en la fundición a presión.

Magnesio.- Es el más liviano de todos los metales de

importancia industrial, su densidad relativa es 1.74.

Se funde a 650°C. Tiene un aspecto semejante al del

aluminio. La resistencia 8 la tracción es de 17.5

Kg/mm'. Su dureza brinell es 30. Sus conductividades

eléctrica y térmica son más bajas que las del cobre y

del aluminio.

El magnesio opone escasa resistencia a la corrosión;

es atacado por la mayoría de los ácidos, por agua

salada; es resistente sin embargo a los álcalis. El

magnesio puro no es apto para la fundición debido a

sus inferiores propiedades fisicas; éstas se mejoran

mediante una adecuada aleación.



6k

Aleaciones a base de magnesio.- Tienen casi las

mismas propiedades que las aleaciones de aluminio, su

fusión se efectúa aproximadamente a igual temperatura

y se pueden emplear los mismos moldes. Comparando las

aleaciones de magnesio con las de aluminio se

encuentra que muchas propiedades del primero son más

vantajosas: su peso liviano y la extraordinaria

facilidad para el maquinado de las piezas fundidas,

propiedades que no son superadas por ningún otro

metal.

Las aleaciones de magnesio en estado de fusión no

atacan al hierro. Poseen buena resistencia a la

fatiga. Como la relación entre el peso y la

resistencia es mejor en las aleaciones de magnesio,

se obtiene una resistencia más alta que en piezas

hechas de otras aleaciones. Las piezas fundidas son

estables y tienen muy buenas propiedades. La alta

fluidez de las aleaciones permite la fundición de

piezas más complicadas. Uno de los mayores

inconvenientes es su escasa resistencia 8 la

corrosion; además tienen reducida ductilidad.

Los metales de aleacion más empleados para mejorar

las propiedades del magnesio son: aluminio, zinc,

manganeso y silicio.

El aluminio se emplea para aumentar la resistencia y



65

la finura de grano de las piezas fundidas. El

incremento del contenido de aluminio mejora

gradualmente las características para la fundicion.

La aleación con una proporción de un 10% de aluminio

tiene buena fluidez y excelentes propiedades

mecánicas.

El zinc mejora la dureza y la fusibilidad de las

aleaciones de magnesio y aluminio. El contenido de

zinc debe ser limitado. Ya una proporción de más del

3% provoca rajaduras, porosidades y otros defectos.

El manganeso mejora la resistencia 8 la corrosion,

las propiedades de corte rápido y fácil

maquinabilidad de las piezas fundidas.

El silicio aumenta la fluidez de la aleación.

En la tabla VIII están las aleaciones de magnesio más

usadas. La aleación AS 100 combina buenas propiedades

mecánicas con buena caracteristica para la fundición.

La aleación AZ 90 posee buenas caracteristicas para

la fundición, pero mejores que la aleación AS 100.

La fundición a presión de las aleaciones de magnesio

se efectúa, por lo general, en máquinas con cámara

fria. Se requiere mucha experiencia y es bastante

complicada la fundición de estas aleaciones pues las

mismas se oxidan fuertemente en estado liquido.



66

T A B L A V I I I

ALEACIONES AMERIC ANAS A BASE DE MAGNESIO PARA

LA FUNDICION A PRES ION

DES IGNACION

.

COMPOS 1 C ION

QUIMlCA( O:o 1

S e g ú n S A E 50 1

S e g ú n ASTM94 - 44 - 1

‘ A S 1 0 0 , AS 90 A Z 90X

Mg - r e s t o r e s to r e s t o

A l 9 a ll 8.3 a 9.7 0.3 a 9.7

Mn ( m;n.) 0.10 0 . 1 3 0 . 1 3

Zn má x. 0 .3 0.4 a 1 0.4 a 1

S i (máx.) 1 0 . 5 0 . 3

Co(mtíx.) 0 . 0 5 0 . 0 5 0 . 0 5

Ni (mÓx.1 0 . 0 3 0 . 0 3 0 . 0 0 2

/ Fe ( máx.) I 0.004

R e s i s t e n c i a aI a f r a c c i ó n(Kg/ mm2 )

20.4 a 23.9

Al argamient o( “/oI 1 a 3 2 a 5 2 a 5

DurezaPROPI EDADES B r i n e l l 62 60

IKg /mm2)

Densidad

r e l a t i v a

P u n t o d ef u s i ó n

(*CI

1.81 1.01 1 .81

595 60¿

I

NOTA La Durct a Brinell s e r e f i e r e a ensayos con bola d e 10mmd e d i a m e t r o y carsa d e 500 Kg d u r a n t e 3 0 segundos.



6’7

ALEACIONES PESADAS DE ELEVADO PUNTO DE FUSION.

Cobre.- tiene una densidad relativa de 8.9 cuando

está puro. Se funde a 1 083'C, hierve a 2 325OC. El

cobre fundido tiene una resistencia a la tracción de

16 Kg/mm* y una dureza brinell de 35, con un

alargamiento de 45%.Tiene

gran- resistencia 8 la

corrosión en aire seco, pero en una atmósfera húmeda

se recubre de una capa de carbonato básico.

Aleaciones a base de cobre.- Reúnen las mejores

propiedades mecánicas entre todas las utilizadas en

la fundición a presión. No obstante, son

transformadas sólo en proporciones reducidas por este

procedimiento. Esto se debe a que el costo de los

objetos fundidos es muy alto pues, un elevado punto

de fusión de una aleación exige moldes construidos de

acero de alta calidad.

Las aleaciones de cobre funden alrededor de 850" C,

los aceros especiales que se usan para los moldes son

caros pero poco maquinables y deben ser sometidos a

un tratamiento térmico. Otro factor que aumenta elcosto de la fundición a presión de las aleaciones de

cobre es la necesidad de disponer de máquinas

hidráulicas capaces de trabajar hasta a 2 000 Kg/cm*;

lo que significa mayores inversiones iniciales. Las

ventajas principales residen en la mayor resistencia,



68

ductilidad y dureza. Son fáciles de maquinar, poseen

buenas propiedades friccionales y por lo general

anticorrosivas.

Las aleaciones de cobre se han inyectado desde la

introducción de las máquinas de cámara fria en 1920.

Durante los años 1960 y 1970 se comprobó que

aunque se necesitan aceros especiales para el molde,

el control de temperatura y el tratamiento térmico

del molde juegan un papel importante para aumentar la

vida del mismo.

Para la fundición a presión se utilizan casi

exclusivamente las aleaciones de cobre y zinc

(latones). Son más fusibles que el cobre. Tienen gran

resistencia 8 la corrosión por agua de mar y poseen

buenas propiedades lubricantes. La ductilidad y

resistencia mecánica del latón varia según el

contenido de zinc: las mismas aumentan al crecer el

porcentaje de zinc y la ductilidad llega la máximo

cuando el contenido de zinc es del 30%. Al aumentar

el contenido de zinc por encima del 30% la ductilidad

disminuye, poniéndose el metal quebradizo y duro. La

resistencia 8 la tracción alcanza su máximo con un

45% de zinc.

En la tabla IX se indican los latones más usados para





70

contenido de aluminio disminuye la oxidación de zincdel caldo durante la fusión, puesto que se produce

una película superficial de óxido de aluminio. laS

aleaciones americanas contienen un pequeño porcentaje

de silicio. Este metal tiene un efecto similar al del

aluminio: aumenta la resistencia 8 la corrosión,

actúa como desoxidante y mejora la fluidez. Además,

el silicio baja el punto de fusión de la aleación y

ayuda a mantener la superficie del molde más limpia.

Las aleaciones de cobre y estaño (bronces) no reúnen

todos los requisitos que se exigen para la fundición

8 presión. Tienen poca fluidez, un alto punto de

fusión y exigen condiciones de inyección no

turbulenta para obtener propiedades óptimas. Ofrecen

una alta resistencia mecánica y buena resistencia 8

la corrosión por lo que tienen importantes

aplicaciones. Son más adecuadas para colada por

gravedad.

Las piezas de latón fundidas 8 presión se usan en

todas las ramas de la industria debido a sus

favorables propiedades químicas y su resistencia a la

corrosión. En particular, piezas y accesorios de

cañerías, válvulas, elementos de pequeñas máquinas

son hechos por fundición a presión. Además se

f b i t j d bi t d



fabrican partes para cajas de cambio conectores de

presión, componentes eléctricos.

Además de estos metales mencionados se han hecho

pruebas con aleaciones de plata y de hierro. Las

aleaciones de plata tienen aplicación muy reducida

(joyería, alhajas, etc.); funden a 1 000" C. Se ha

probado que la fundición a presión de aleaciones de

hierro es posible técnicamente. El principal

obstáculo a vencer es la temperatura de fusión (el

acero funde a 1 500°C ) lo que afecta al material

del molde, el método de fusión y el de inyección. Sek

prestan más para procesos de fundición por gravedad.



C A P I T U L O I I I

CALCULOS Y CONSTRUCC ION

3.1 DESCRIPCION DE PARTES Y FUNCIONES DE LA HAQUINA.

Una máquina de fundición a presión debe ser capaz de:

- contener el metal líquido y mantenerlo 8 una

temperatura determinada;

- inyectar el metal al molde en la cantidad requerida

para la pieza 8 colar, 8 una alta presión y 8 una

velocidad adecuada, manteniendo esta presión hasta la

formación y solidificación de la pieza;

- sostener el molde y accionarlo durante el proceso.

Los elementos 0 sistemas que permiten cumplir con las

funciones mencionadas son, básicamente, los

siguientes: Sistema de fusión, Sistema de inyección,

Sistema de cierre y Sistema generador de energía, los

cuales se aprecian en la fig. 6.

1) Sistema de fusión: aquí se prepara y/o mantiene el



73

c‘0.-

cl.-

TJ

5

LL

bc.-

D



metal líquido que pasará al sistema de inyección; en

las de cámara caliente la fusión se realiza en un

horno integrado a la máquina, y en las de cámara fría

la fusión se efectúa en un horno aparte de la cámara

de presión.

2) Sistema de inyección: introduce a presión el metal

fundido y asegura el llenado de las cavidades del

molde. De acuerdo con éste se clasifican las máquinas

en: de cámara caliente o fría.

3) Sistema de cierre: formado por un bastidor fuerte

que sostiene las mitades del molde en una posicion

determinada; y un mecanismo que permite cerrar,

mantener engatilladas las dos mitades del molde

durante la colada y que abre las mismas una vez que

la pieza fundida se ha solidificado.

4) Sistema generador de energía: proporciona energía

para el accionamiento y maniobra de la máquina, según

el ciclo siguiente:

- cierre del molde

- inyección del metal

- apertura del molde

- expulsión de las piezas

1) Sistema de fusión.- Es básicamente el horno; sirve

para fundir la aleación, mantenerla en estado liquido



75

Y para la alimentación de la máquina. Pueden usar

como combustible diesel, gas 0 electricidad; sin

embargo, como es esencial que la temperatura de la

aleación 8 inyectar sea regular, se prefiere usar gas

0 electricidad pues se prestan mejor para la

regulación y control.

Para la inyección de piezas se necesita que el

procedimiento se realice regularmente; por tanto se

debe tener metal líquido constante durante un turno

de trabajo. Esto encuentra dos obstáculos:

- fundir la aleación económicamente con el minimo de

alteraciones metalúrgicas;

- mantener la temperatura necesaria para la colada.

Se divide entonces la fusión en dos operaciones:

fusión (propiamente) de la aleación y mantenimiento

de la aleación fundida.

La fusión es una operación que demanda una cantidad

de energia elevada y la característica de un horno de

fusión es asLegurar una producción alta (de metal

fundido) con bajo consumo específico.

El mantenimiento demanda poca cantidad de energía, y

una buena regulación. Como estas dos caracteristicas

no son enteramente compatibles, se evita en la

práctica utilizar la vez el horno de la maquina



práctica utilizar la vez el horno de la maquina

‘76

para fusión y mantenimiento. Se tiene entonces dos

tipos de hornos: horno de fusión y horno de

mantenimiento.

Los hornos de fusión son, en general, basculantes

para permitir fácilmente la llenada de las cubas que

transportan la aleación líquida al horno de la

máquina, llamado horno de mantenimiento. El primer

criterio para elegir un horno es* el consumo

específico, mientras más bajo sea el rendimiento es

más elevado. El segudo criterio a considerar es la

perdida de metal (que se quema) debido al precio del

metal perdido y a riesgos de alteración de la

aleación.

Los hornos de mantenimiento pueden ser clasificados

en tres categorías:

- hornos de crisol calentados por diesel, coke o gas;

- hornos de reverbero calentados por llamas 0

resistencias eléctricas;

- hornos eléctricos de inducción.

Es importante que la temperatura del baño sea

regulada, para esto una termocupla sumergida en el

crisol sirve para detectar dicha temperatura y

mantenerla en el rango especificado para cada

aleación. Las máquinas de cámara caliente tienen



77

estos hornos de mantenimiento como hornos de crisol

(también llamados de cuba) incorporados a la máquina;

el crisol (generalmente de fundición) tiene la forma

y tamaño adecuados para permitir la inmersión del

cuello de ganso, fig. 7.

Se debe aclarar que la diferenciación aqui hecha

entre hornos de fusión y hornos de mantenimiento está

enfocada desde el punto de vista de proucción a gran

escala; como en este trabajo se trata de una máquina

prototipo para Laboratorio (Tesis de Grado), no se

necesitará un horno de fusión aparte, Y el mismo

horno de la máquina (en este trabajo llamado Sistema

de fusión) servirá para fundir y mantener la aleación

8 inyectar.

2) Sistema de inyección: está ubicado sobre el horno,

el cual está en el lado de la placa fija. Sobre el

horno está el crisol metálico donde se aloja la

cámara de presión (llamada cuello de ganso), ésta

constituye la pieza esencial en este sistema; está en

gran parte sumergida en el metal liquido, fig. 8.

Dentro de la cámara de presión está colocada una

camisa de acero, la cual tiene agujeros que permiten

pasar el' metal fundido desde el crisol hacia el

interior de la cámara de presión (y de aqui al

molde). En esta camisa se desliza verticalmente un



M E T A L F

R E F R A C T A R I O

METAL1 CA

UNDI DO

FIG. 7 : Horno de c r i s o l .

1 T O B E R A

- C H I M E N E A

A D O R

CAMARA D E

ca

F I G . 8 : S i s t e m a d e i n y e c c ón .



80

3) Sistema de cierre.- Cumple dos funciones:

- sostiene y guía las mitades del molde (el

bastidor);

- mantiene cerradas y abre las mitades del molde (el

mecanismo de cierre).

El bastidor debe ser de costrucción rigida y fuerte,capaz de soportar, además del peso de las dos mitades

del molde y la pieza colada, la presión elevada que

se aplica al metal durante la inyección.

Las partes principales que forman el bastidor son

tres placas y cuatro barras o columnas robustas. A la

placa fija llegan, por un lado, el extremo del

sistema de inyección, y del otro lado está sujeta la

mitad fija del molde.

En el otro extremo del bastidor está la placa

estacionaria, la cual junto con la placa fija y las

columnas forman un ensamble rígido. Entre estas dos

placas está la placa móvil 8 la cual va sujeta la

mitad m'óvil del molde, esta placa efectúa un

movimiento de vaivén que realiza la apertura y cierre

del molde. Las columnas sirven como guias para el

movimiento de la placa móvil; entre la placa

estacionaria y la placa móvil está el mecanismo de

cierre, fig. 10.

La placa estacionaria del bastidor debe ser



81

TOBER h

I BOQUILL h

D E

D E

F I G . 9 : l o b e r a d e i n y e c c i ó n

PLACA PLACAESTACIONARIA MOVI L COLUMNA TUERCA

MECANI SM0 BARRAS

D E C I E R R E EXPULSORAS

Y .

Y

\

PLACAEX PULSORA

PLACAFIJA

AC

MOLDE&BlE R T O

MOLDECERRADO

F I G , 1 0 : M e c a n i s m o d e c i e r r e l



83

En algunas máquinas (antiguas) el ajuste del cierre

del molde se efectúa apretando o ajustando

manualmente las tuercas que aseguran 8 la placa

estacionaria con las columnas. La mayoría de máquinas

tiene un sistema central motorizado que sincroniza el

movimiento de las tuercas para evitar que alguna

columna quede sobrecargada. fig. 11.MOTOR

COR

/

‘ONA.

TUERCAS

FIG. 11: Sistema motor izado d e a j u s t e d e

cìer re d e l m o l d e .

Actualmente este ajuste se realiza de modo

automático: un transductor de presión en el cilindro

hidráulico detecta cuando el cierre está muy fllerte o

muY flojo y se ajusta automáticamante la placa

estacionaria.

4) Sistema generador de energía.- Está constituido

por un arreglo de motor eléctrico y bomba hidráulica

para el accionamiento de la máquina, pues hoy en dia

casi todas son accionadas hidráulicarnente.



85

cámara de presiún, esto se consigue Por conexión

directa a la bomba. Después debe moverse a una

velocidad mayor, de 1 8 5 m/s, para lo cual se

precisa un gran volumen de fluido hidráulico en un

instante.

Para no usar una bomba de mayor capacidad que

operaria al máximo por menos de un segundo en cada

ciclo, se usa un acumulador el cual almacena fluido

hidráulico durante la parte del ciclo de trabajo

cuando la bomba opera a baja capacidad. El acumulador

entrega la energia de presiùn instantáneamente al

conectarlo al cilindro de acionamiento con lo que se

consigue una elevada velocidad del émbolo inyector

con el minimo recorrido de aceleración.

El acumulador consta de una botella cilindrica de

acero, en la cual se encuentra un gas inerte

(generalmente nitrógeno) como medio impulsor. Las

máquinas modernas están equipadas con acumulador para

accionar el émbolo inyector.

Los acumuladores en uso son de tres tipos. El tipo

cilindro abierto usa fluido hidráulico en la porcion

del fondo para sellar la válvula de salida y evitar

escape de gas. Fue usado antiguamente pero ocasiona

problemas pues se emulsionan el aceite y el gas, con

lo que escapa gas al circuito hidráulico.



86

El acumulador tipo vejiga tiene una vejiga que es

inflada con gas; es más usado pero ocasiona problemas

ocasionalmente cuando se rompe la vejiga.

El tercer tipo es el de pistón, usa un émbolo entre

el gas y el fluido hidráulico. Este acumulador es el

más usado actualmente pues con los sellos del pistón

en buen estado se experimentan pocos problemas. Estos

tres tipos de acumulador se 'ilustran en la fig. 12.

Se utiliza como fluido de presión para los sistemas

hidráulicos un aceite mineral llamado aceite

hidráulico. Este fluido debe proporcionar lubricacion

a los componentes sometidos a movimiento y desgaste;

no debe ser corrosivo, debe ser estable en

rendimiento y no ser inflamable o tóxico. El aceite

hidráulico presenta como inconveniente su

inflamabilidad, y por esto ha sido reemplazado en su

uso actualmente por tres grupos de fluidos.

Los fluídos sintéticos, a base de éster fosfórico o

carburos clorados, no contienen agua y son estables a

altas temperaturas, aunque su viscosidad disminuye al

aumentar la temperatura. Esto se compensa añadiendo

polímeros de estabilización. Son resistentes al

fuego, tienen características físicas semejantes al

aceite hidráulico, tienen buena lubricidad.





88

de agua a la cual se le añade un poli-glicol que

proporciona al fluido lubricación y viscosidad,

generalmente se añade etileno 0 proplileno glicol

para mejorar sus propiedades a bajas temperaturas.

Estos aditivos además reducen la formación de espuma,

inhiben la corrosión y reducen el desgaste. Estos

fluidos operan a altas presiones, pero debido al alto

contenido de agua, su uso está recomendado a

temperaturas menores a 150°C.

Un tercer grupo lo forman las emulsiones de agua y

aceite; son esencialmente particulas d e agua

encapsuladas en una fase continua de aceite. La

emulsión contiene 40% de agua, y el resto es aceite

mineral. El agua es el elemento anti-inflamable pero

la emulsión puede revertirse por lo que tiene una

limitada resistencia al fuego y baja lubricación.

Actualmente no están en uso.

Los movimientos de la máquina son controlados por

válvulas en el circuito hidráulico que ajustan la

dirección y volumen del flujo. Las variables a

controlar son la presión y velocidad de movimientos.

Las válvulas que los regulan se clasifican en

controles de presión, reguladores de caudal y

direccionales. Su funcionamiento puede estar

comandado manual o automáticamente.



3.2 DISEÑO PRELIHINAR.

En esta parte de la tesis se agrupan las funciones

indicadas en el tema anterior y, mediante un

procedimiento abreviado de diseño, se presenta un

esquema de la máquina. El procedimiento consta de las

siguientes etapas:

1) Formulaciùn del problema

2) Análisis del problema

3) Búsqueda de soluciones

4) Decisión

5) Especificación

1) Formulación del problema.- Se necesita una máquina

que permita: estudiar el proceso de fundición a

presión, elaborar proyectos de piezas para producción

en serie (usando aleaciones de zinc), establecer

criterios de selección de materiales para

construcción de partes de la máquina, establecer y

estudiar parámetros de control de calidad de los

materiales inyectados.

Se partió de una cámara de presión para una mhquina

de cámara caliente, con las dimensiones de la fig.

13, Y mostrada en la fig. 14 ; y de aquí se

calcularon, elaboraron y seleccionaron los demás



90

330

*I 18GI,

F I G . 1 3 : E s q u e m a de Ia c á m a r a de pres i Ó n ,



92

máquina.

La presión de inyección puede ser generada en forma

manual, neumática o hidráulica.

La fusión,de metal debe ser hecha en un horno de cuba

incorporado a la máquina pues ésta es de cámara

caliente. El horno puede ser calentado por diesel,

por gas o por electricidad.

El accionamiento puede ser hecho con un bastidor

formado por dos o tres placas, y guiado por dos, tres

0 cuatro columnas, fig. 15.

El cierre de moldes puede efectuarse por: un cilindro

neumático, un cilindro hidráulico, un tornillo de

potencia 0 una combinación de cilindro y palancas

acodadas, fig. 16.

Todos estos elementos seran incorporados en un

armazón que se constituirá en la máquina.

4) Decisión.- Para cumplir con las condiciones

enunciadas, se seleccionaron los siguientes medios:

Para la presión de trabajo se escogió energía

hidráulica pues los medios manual y neumático no

alcanzan 8 generar la alta presión requerida (véase

la sección 3.5.1). La presión de inyección sera 85Kg/cm*( 8.33 x 10'N/m2).



93

0 0

a

0 0

0

Ef

3

FIG, 1 5 : F o r m a s d e g u i a d o d e l b a s t i d o r .

CI LI NDRO

H JDRAULICO 0 NEUMATICO

C I L I N D R O Y

P A L A N C A S A C O D A D A S

T O R N I L L O D E

PO1 ENCIA

FlG, 1 6 : A l t e r n a t i v a s para el c i e r r e d emoldes ,



94

Para fundir el metal se escogió como combustible gas

propano (gas doméstico) por razones económicas: menorcosto del combustible y disponibilidad, menor costo

del quemador; por razones técnicas: no se necesita

instalación eléctrica adicional para la combustión y

se sobrepasa la temperatura de fusión (429'C).

Para el bastidor se escogió el sistema de tres placas

y cuatro columnas por ser más estable, robusto y

tener más exactitud para el guiado de la placa móvil.

El cierre de moldes se hizo con un sistema de

cilindro hidráulico y palancas acodadas pues se

seleccionó energía hidráulica para accionar la

máquina; y el sistema de palancas permite mayor

seguridad en el cierre y desarrollar mayores fuerzas

para el cierre de moldes.

5) Especificación.- Todos los elementos enunciados

anteriormente están agrupados en el esquema de la

fig. í7, que corresponde al diagrama de una máquina

de fundición a presión, tipo cámara caliente.

3.3 SISTEHA DE FUSION DE HETAL.

Como ya se ha indicado, este sistema consiste

básicamente en el horno de la máquina, el cual

cumplirá la función de fundir y mantener en estado

liquido la aleación a inyectarse. Este sistema debe



P L A C A

E S T A C I O N A R I A

P L A C A.. - ._ P L A C A

MOVIL F I J A

\ MECANTSMO

C I E R R E

C J L I N D R O D E \ \

C O L U M N A SC lt I N D R O D E

Ib jYECCION

RN0n

F I G . 1 7 : M á q u i n a d e F u n d i c i ó n a p r e s i ó n , t i p o cámara ca l iente .

,,,,



96

cumplir con las siguientes condiciones:

- fundir en el mínimo de tiempo,

- precisión de la temperatura,

- uniformidad de la temperatura,

- contaminación mínima del baño.

De las condiciones enumeradas la última es decisiva

para la forma del horno. En efecto, el contacto de

los productos de combustión perjudica al baño

metálico, y además el baño debe contenerse en un

recipiente. Estos tipos de horno se conocen como

horno de mufla, fig. 18. La mufla se indica mediante

la línea curva cerrada dibujada con trazo mas grueso.

En este caso el horno a usarse es llamado de cuba, el

cual es conocido como horno de semimufla, porque no

existe techo en la mufla, que en este caso es la cuba

0 crisol. Sin embargo, se considera como horno de

mufla completa, porque los productos no pueden hacer

contacto con el contenido de la cuba, fig. í9.

Este es entonces elI sistema de fusión de la máquina

de cámara caliente, cuyos elementos se enumeran y

calculan en los siguientes apartados.

3.3.1 ELEHENTOS.



97

r / /////////“/J /////////“/J

FIG. 1 8 : H o r n o d e m u f l a .

a

m ClJ B A

PARED

METALJCA

M U F L A

PARl=D

D=CRA~TARIA

FIG. 19: H o r n o d e c u b a .



98

elementos:

- las paredes: son las limitantes del horno y

forman el recinto donde se produ& l a

transferencia de calor del combustible al baño

metálico:

- el crisol: es el recipiente que contiene el

baño fundido a ser inyectado. Aqui también va

sumergida la camara de presión;

- el combustible: es la fuente de calor del

horno, el cual se origina por una reacción de

combustión;

- el quemador: es el aparato destinado a

facilitar la combustión dentro del horno.

3.3.2 HORNO.

Es la cámara donde se efectúa la combustión; la

cámara regula y confina la combustión de los

productos, es capaz de resistir las altas

temperaturas que se generan.

Existen dos restricciones físicas:

1) el espacio para el horno está dado por las

paredes matálicas del armazón de la maquina,

figs. 20 y 21.



g y

99

6 1 0

Ie Sir--JV ISTA L A T E R A L

6 3 0

V I S T A T R A N S V E R S A L

WI. 2 0 : Espac io disponib le p a r a el horno.

FIG. 21 : V i s ta del horno .



100

2) el tamaño del cuello de ganso determina eltamaño del crisol, y éste las dimensiones

necesarias para las paredes del horno.

Por tanto, el proceso seguido para calcular los

diversos elementos fue el siguiente:

a) se escogió el tipo de ladrillos que

formarían las paredes del hornos;

b) se calculó la pérdida de calor a través de

las paredes en estado estable;

c) se calculo el consumo de combustible;

d) se escogio el tipo y tamafio de quemador.

Se disponía de ladrillos refractarios, con las

siguientes características:- material: magnesita

- conductividad térmica: 0.52 Kcal/hr m"C

- medidas (largo x ancho x espesor): 0.230 x

0.155 x 0.075 m .

Debido al espacio disponible los ladrillos se .

colocaron en una sola hilera, de modo que el

espesor de la pared quedó de 75 mm . En régimen

estable la transmision de calor a través de las

paredes ocurre mediante dos procesos: por

convección (desde los gases de combustión a las



101

paredes interiores y desde la pared exterior

metálica al ambiente); y por conducción (en las

paredes formadas por el ladrillo y l a p l a n c h a

metálica), fig. 22.

No se considero la transferencia de calor por

radiacion porque este mecanismo es más

importante en hornos que son calentados Por

fluidos calientes que al circular dentro de

tubos calientan al horno. Además, las

temperaturas de trabajo en este caso no son muy

elevadas (máx. 500°C); y el espacio entre las

llamas y la superficies a calentar es

despreciable (las llamas "lamen" las paredes).

El horno está formado por dos paredes: acero de

10 mm de espesor, y ladrillo refractario de 75

mm de espesor. La conductividad térmica del

acero es 44.63 Kcal/hr m OC; la del ladrillo es

0.52 Kcal/hr m"C. Se fijó la temperatura máxima

en el interior del horno en 500' C y la

conductancia por unidad de superficie en la

pared interior se estima en 58.10 Kcal/hr m2'C.

La temperatura de la atmósfera que rodea al

horno debe ser 30"C, y la conductancia por

unidad de superficie en la pared exterior se

estima en 9.80 Kcal/hr m2 "C. El calor



102

PLANCHA

METAL1 C A \

AIRE

EXTERIOR

Calor por I Calor Por

convección I conducción

FIG. 2 2 : M e c a n i s m o s d e

Calor.

REFRACTARIO/

CAMARc; D E

COM BU ST ION

Calor por

convección

T r a n s f e r e n c i a de

exterior i nter ior

FIG. 23 : Transmi si Ón de C a l o r a t r a v é s del

horno.



entonces, fig. 22:

conduccion: q = kA(dT/dx) (3.1)

Q = WA ' WJ = UU ' & >

Donde:

Q: calor transmitido por conducción, Kcal/hr.

AT: diferencia de temperaturasOC .

Rk: resistencia térmica de conduccion, hr

"C/Kcal.

A: área total de transferencia de calor, m2.

L: espesor a través del cual se transmite

calor, m .

conveccion: q = hAnT = OT/R, (3.2)

Donde:

q: calor transmitido por convección, Kcal/hr

h: coeficiente de transferencia de calor en

convección, Kcal/hr m2 OC.

A: área total de transferencia de calor, m2

AT: diferencia de temperaturas,°C

Rc: resistencia térmica, Kcal/hr m"C

Como en estado estable no hay almacenamiento de

calor, se tiene:



1 0 6

R;= l/h;A = 1/(58.10)(1.560) = 0.011

R,= L, /k, A = 75 x 10-J/(0.52)(1.560) = 0.092

R,= L,/k,A = 10 x 10-3/(44.63)(1.560) = 0.065

Evaluando estos datos en la ecuación (3.7), el

calor transmitido a través de las paredes del

horno, Q,, es:

B, = 2 795.22 Kcal/hr

3-3.3 DIMENSIONAKUNTO DEL CRISOL.

El crisol es el recipiente donde se mantiene

fundido el metal que se va 8 inyectar, y aquí

va sumergido el cuello de ganso. Va colocado

sobre las paredes del horno y forma el techo

del mismo, como se mostró en la fig. 7.

Los crisoles son generalmente de hierro

fundido, de grafito o de carborundo. Están

numerados en base al diámetro exterior y la

altura respectiva, como se muestra en la tabla

X. Por tanto, para determinadas dimensiones, se

escoge el crisol correspondiente y se lo

compra. En este trabajo, por razones de espacio

y económicas, se decidió construir el crisol





108

formado de planchas de acero, las cuales fueron

cortadas y soldadas.

Las dimensiones fueron dadas geométricamente,

es decir, considerando el espacio interior del

horno y eltamafio

del cuello de ganso.

En la fig. 24 se tienen las dimensiones

generales del crisol. Las paredes, la base y

los apoyos tienen las dimensiones mostradas en

la fig. 25.

Fueron cortadas de plancha de acero SAE 1020,

espesor 20 mm. Posteriormente fueron unidas

mediante soldadura: se usó dos cordones de

soldadura E-6011, y un cordón (de acabado) de

soldadura E-6013.

De acuerdo con las dimensiones especificadas,

la capacidad total del crisol es:

v, = 0.032 m3.

El volumen de trabajo del crisol, considerando

el volumen desalojado por la porción sumergidadel cuello de ganso (0,005m3) y llenado hasta

un 80% de su capacidad, es:



109

CUELLO DEGANSO

; ; IB 2 8 0

,

_,¿ , c 2 6 0 41 ;

I_ _ _ _ - - 1 ~PEi3ES I ‘- - - - - -_-v-v--- l----------. -

VI STA L A T E R A L

H O R N O VI STA T RA N S V E R S A L

FIG . ZA: Dimensiones del c r i s o l .

P A R E D

L A T E R A L

f - 3 8 0__

1

PARED I

T R A N S V E R S A LIIIn

CJ /rn ’

F I G . 2 5 : P a r t e s del c r i s o l .



1 1 0

La masa de zamak (densidad 6 700 Kg/m3 >

contenida en el crisol será:

mZ=j'Vt =(6 700)(0.0X!)= 147.4 Kg .

3.3.4 CONSUHO DE COHBUSTIBLE.

El combustible a usarse es gas doméstico. La

demanda de combustible se calcula en base a la

demanda de calor del horno, y para esto se hace

el siguiente balance de energía: el calor

liberado por el combustible en un horno es

igual 8 la suma del calor necesario para el

proceso de calentamiento más las pérdidas decalor que tengan lugar en el horno, fig. 26.

El calor liberado por el combustible incluye el

calor de combustion, el calor sensible del aire

o del combustible precalentados. Se utiliza elpoder calorífico inferior del combustible.

El calor necesario para el proceso comprende el

calor absorbido por el material dentro del

horno. Las pérdidas de calor comprenden el

calor perdido en los gases de desecho, el calor

perdido por las paredes y aberturas.



1 1 1

Expresado lo anterior en forma de ecuacion se

tiene:

Q co = Qpr+ Q,, (3.8)

Q co = Qpr +(Q, + Qg > (3.9)

Donde:

Q :co calor liberado por el combustible,

(Kcal/hr)

Q Pr : calor necesario para el proceso, (Kcal/hr)

Q w : calor por pérdidas, igual a la suma del

calor a través de las paredes y el calor de los

gases de desecho, (Kcal/hr)

B ,: calor perdido a través de las paredes,

(Kcal/hr)

Qg: calor perdido en los gases de desecho,

(Kacl/hr)

El calor perdido a través de las paredes ya fue

calculado en la secciún 3.32; es igual a:

Qp= 2 795.22 Kcal/hr

Se recomienda como factor de diseño que el

calor perdido a través de las paredes del

horno, Q, , sea del 1 al 10% del calor liberado

por el combustible, QCo.



1 1 2

Qco

F IG . 2 6 : Balbnce d e energía,

D I S C O

/ CUERPO

QPr

QPe

1 A G U J E R O D E

CONTRATUERCAS A L I D A

FIG. 2 7 : buemodor p r o p o r c i o n a l t i p o i n s p i -radar.



íí3

Q p = O. l OQc o (3.10)

Para un factor del í0%, el calor liberado por

el combustible será:

Q c o = 27 952.2 Kcal/hr

Q c o= m,,x poder calorífico inferior (3.11)

Donde:

ico : masa de combustible, Kg/hr.

el poder calorífico inferior del propano es ll

057 Kcal/Kg.

La cantidad necesaria de combustible será

entonces:

m,,= 2.53 Kg/hr

El calor perdido en los gases de escape viene

dado por la siguiente ecuación:

Qg= &o( l+G’ >cpg (T,-288.5'K) (3.12)

Donde:

mCo:gasto de combustible, Kg/hr.



G' : razón de aire a combustible, 15.68 Kg/Kg.

1 + G': razón de gases que abandonan la seccion

radiante a combustible quemado, Kg/Kg.

cPsl: calor específico promedio de los gases de

combustión entre T "K y 288.5 R. 0.28 Kcal/Kg

Oc.

Entonces:

Bs = 3 361.68 Kcal/hr

3.3.5 CALCULO Y SELECCION DEL QUEHADOR.

Los quemadores industriales son clasificados

así:

- Sistemas con dos tubos: comprende quemador

con chorro de aire, toberas mezcladoras, llama

luminosa, aire en exceso, deflector y tubo

radiante; para gas y aire a baja presión.

- Sistema de mezcla previa: el aire y el gas

son mezclados en un ventilador y alimentados a

través de un solo tubo.

- Mezcladores proporcionales a baja presión: el

aire y el gas se alimentan 8 presión y son

proporcionados automáticamente (el aire aspira

gas 0 el gas inspira aire).



115

La fig. 27 muestra un quemador proporcional

llamado inspirador el cual utiliza la energía

en el gas para inducir aire primario en

proporción al flujo de gas. Este es el único

tipo de mezclador que no requiere el uso de

ventilador.

El quemador que se eligió fue para gas propano,

operando a 0.14 Kg/cm*. El tipo de quemador es

llamado inspirador y el procedimiento de

selección es indicado por el fabricante. Como

datos para escogerlo se parte de:

- el gasto de combustible, m3 /hr. Se lo

calculo.

- el consumo de aire para la combustión, m3/hr.

El propano requiere 23.2 m3 de aire por cada m3

de gas.

- la presión de flujo del combustible, Kg/m*.

De acuerdo al flujo de aire para la combustiõn

y la presión de trabajo del gas, se busca en

una tabla el tamaño de quemador; en esta tabla

se indican las dimensiones del inspirador y el

diámetro de la boquilla que manejará el flujo

de la mezcla combustible-aire.

E l Bibli fí i di l tál



E l Bibli fí i di l tál

116

3.4 SISTEMA DE INYECCION.

Su función es introducir a presión en el molde el

metal fundido necesario para cada colada. sus

elementos principales, fig. 28 (a) y (b), son:

- la cámara de presión,

- la camisa de inyección, en la cual se desliza el

eríibolo de inyección,

- el émbolo de inyección,

- los elementos de acople émbolo inyector-émbolo de

accionamiento,

3.4.1 CAHARA DE PEWXON.

Como se indicó en el artículo 3.2, para

construcción de esta máquina se partió de

"cuello de gansa", con las dimensiones

indicadas en la fig. 13.

la

un

ya

El material recomendado para el cuello de ganso

es fundición gris; el escogido cumple con la

norma ASTM 30, que cumple con las

especificaciones indicadas en la tabla XI.

El procedimiento de fabricación fue por



- _- I

1 1 6

10 B E

CAM1 SA

C R I S O L -

CAMARA D EP RESION

(b)

I,

F I G . 28: ( a ) E s q u e m a d e l S i s t e m a d e I n y e c c i ó n .

( b ) S i s t e m a d e Jnyeccdn.



1 1 8

fundician y maquinado, en las siguientes

etapas:

a> colada de la pieza en molde de arena;

b) limpieza de arena adherida, rebabas, etc.;

c) refrentado de la base, herramienta: widia.

Los parámetros de mecanizado fueron:

velocidad de corte: 20 m/min

profundidad de corte: 2 mm

velocidad de avance: 0.8 mm/rev

d) refrentado de la parte superior,

herramienta: widia. Parámetros:




e) cilindrado de cavidad interior, herramienta:

widia. Parámetros:




f) taladrado de tres agujeros de alimentación,

fig. 29, herramienta: broca de acero rápido.

Parámetros:

l id d d t ll



elocidad de corte ll

121

cuello de ganso y dentro de ésta se desliza el

émbolo de inyeccion. Debe haber una holgura de

0.038 mm entre émbolo y camisa para un

fucionamiento adecuado.

La camisa estará sujeta a desgaste por

rozamiento y trabajará a 420" C. Para

construirla se escogió como material un acero

tipo SAE P20, con buena capacidad para el

maquinado, dureza uniforme en dimensiones

grandes. Su composición y propiedades mecánicas

están dadas en la tabla XII.

Fue torneada exterior e interiormente con

herramienta de widia, según los siguientes

parámetros:

desbaste


profundidad de corte: 5mm

velocidad de avance: 1 mm/rev

Se taladraron tres agujeros de

afinado

60 m/min

1 mm

0.2 mm

alimentación,

herramienta: broca de acero rápido, diámetro 16

mm, con los siguientes parámetros:


velocidad angular: 278 rev/min

Se recomienda que la camisa tenga una dureza

comprendida entre 45y 55Rc. Para ello, la



comprendida entre 55Rc. a a e o, a

1 2 2

DES 1 GNACION ASSA B 7 1 8

COMERCIAL

C 0 . 3 6

COMPOSICION

QUIMICA

1 OI. 1

PROPIEDADES l

Resist l ncia a

I a Compres; ón(N/mm* A Kg/mm2)

R e s i s t e n c i a al a Fluenci c

(N/ mm2- Kg/mm2j

950 - 97

750 - 77 ,

A l a r g a m i e n t o1 ‘/o)

20

M ó d u l o E l á s t i c o

( N/mm2 - Kp/mm2 )3n a n n

R e s i s t e n c i a a l

Impact 0

( Kpm/cm 2 )

1 0



123

camisa fue templada en aceite, con lo cual se

alcanzó una dureza de 47 Rc, fig. 31.

La dilatación térmica exterior de la camisa

viene dada por:

(3.14)

Dorlde:

( ADca Ie : dilatación del diámetro exterior de

la camisa, mm.

(Dca Ie : diámetro nominal exterior de la camisa,

mm.

d: coeficiente de dilatación lineal, ( C) .

AT: diferencia de temperaturas, C .

El diámetro nominal exterior es 84 mm, es

igual a 1.37 x 10-'( OC)-' , SAE P20, y la

diferencia de temperaturas es 420' C. Evaluando

en (3.14) se tiene:

( NJ,, >p 0 . 4 8 3 mm

Entonces, el ajuste por dilatación térmica

entre la c am isa y el asiento (cuello de ganso)

será:



126

entonces:

Vi q 5.11 x 105 mm3

La masa máxima de zamak 5 8 inyectarse por

disparo, con un factor de carga del 70%, será

entonces:

mi = 2.39 Kg.

3.42 CALCULO DEL EHBOLO DE INYECCION,

El émbolo de inyección debe tener una holgura

con la camisa, para hacerlo fácilmente

desmontable de modo que pueda ser retirado

rápidamente durante los paros de la máquina.

El diámetro de este émbolo determina la presión

de inyección; en este caso se eligió 85 Kg/cmL

(8.33 x 105N/m2).

Se seleccionó como material para construir esteémbolo un acero similar al empleado para la

camisa, es decir, un acero SAE P20 con las

propiedades ya indicadas en la tabla XII. El

proceso de construcción fue el siguiente:

a) refrentado de la base; herramienta: widia.



127

Parámetros de trabajo:



velocidad de avance: 1 mm/rev

W refrentado del extremo superior;

herramienta: widia. Parámetros de trabajo: los

mismos anteriores.

c)cilindrado exterior; herramienta : widia.


desbaste afinado

velocidad de corte: 50 m/min 70 m/min

profundidad de corte: 5 mm 1 mm

velocidad de avance: 1 mm/rev 0.2 mm/rev

d) torneado cónico; herramienta: widia.


desbaste afinado

velocidad de corte: 50 m/min 70 m/min

profundidad de corte: 5 mm 1 mm

velocidad de avance: 1 mm/rev 0.2 mm/rev

e> acanalado, para alojar los anillos de

compresión; herramienta: cuchilla de acero

rápido. Parámetros de trabajo:


profundiad de corte: 1 mm

velocidad de avance: 0 2



velocidad de avance: 0 2

Se seleccionó hierro dúctil como material para

los anillos del émbolo, debido a su

funcionamiento a 420°C.

La dilatación térmica del émbolo viene dada

por:

AD;= D;eAT (3.16)

Donde:

AD;: dilatación del diámetro del émbolo, mm .

D;: diámetro nominal del émbolo, mm .

o(: coeficiente de dilatación del émbolo, (OC)-'

AT: diferencia de temperaturasOC .

El diámetro interior es 64 mm, es 1.37 x l!&

OC)-', SAE P20, la diferencia de temperaturas es

420'C. Evaluando en (3.16) se tiene:

ADi= 0.368 mm

Se observa que existirá la misma dilatación del

émbolo y la camisa pues son de iguales medida y

material. La holgura que se le dio al émbolo

durante el mecanizado final fue 0.038 mm; y el

diámetro final es:



129

D;= 64 - 0.038 = 63.962 mm

3.4.3 CALCULO Y DIMENSIONAIKIBNTO DE ELEMENTOS ,

ADICIONALES.

Este apartado se refiere al dimensionamiento de

los elementos de acople entre el émbolo de

inyección y el vástago del cilindro hidráulico

de accionamiento. Este acople debe cumplir con

dos condiciones:

1) facilitar el desmontaje del émbolo de

inyección;

2) regular la altura del émbolo de inyección.

Este acople se realizó mediante dos elementos:un elemento roscado sujetado al vástago

hidráulico, y un elemento inferior desmontable

lateralmente que sujeta al elemento roscado y

al émbolo de inyección, segur-k se aprecia en la

fig. 33.

La longitud de estos elementos fue dada

geométricamente, es decir, comsiderando e l

espacio libre entre el vástago hidráulico y el

émbolo cuando éstos están en la posición

superior máxima.



1 3 0

HIDRAULICO

E L E M E N T O

R O S C A D O

I ’ I

E M B O L O D E

[NYECCION

F J G . 3 3 : S u j e c i ó n y r e g u l a c i ó n del émbolo d e

i n y e c c i ó n .

F E . 34: E l e m e n t o r o s c a d o .



131

El elemento roscado sirve para ajustar la

altura de inyeccion: cuando el vástago

hidráulico está retraído, el elemento es subido

o bajado de modo que el émbolo de inyección

deje libres los agujeros de carga. Cuando éstos

están libres el sistema está listo para

trabajar.

El elemento inferior sirve para retirar el

émbolo de inyeccion sin necesidad de desmontar

el cilindro hidráulico 0 el cuello de ganso.

Este elemento se coloca y se retira

deslizándolo lateralmente, sus cavidades son

suficientemente holgadas para poder hacerlo en

forma manual. Cuando ha sido retirado, el

émbolo de inyección puede ser subido y retirado

fácilmente.

Como material para estos elementos se escogió

también un acero SAE P20; aunque no están en

contacto con el metal fundido lo están con el

émbolo de inyección. El elemento más crítico es

el roscado pues tiene la menor sección

transversal. Se calculó su esfuerzo durante el

trabajo, y se lo comparó con la resistencia del

material. Las dimensiones están en la fig. 34.

La fuerza de inyección viene dada por:



y p

í32

F;= pi A; (3.17)

Donde:

F; : fuerza de inyección, Kg.

pi : presión de inyección, Kg/cm?

A; : área del émbolo de inyección, cm*.

El diámetro del émbolo de inyección es 64

la presión de inyección se seleccionó en

Kg/cm2(sección 3.2). Evaluando en (3.17)

tiene:

F;= 2 733.1 Kg (26 784 N) .

El esfuerzo de compresión será mayor que el

tracción por dos razones: al inyectar metal

que vencer más resistencias, y el área

cilindro hidráulico es mayor.

El esfuerzo de compresión viene dado por:

a', = (4pF>/fih(d2- d: > (3.18)

mm,

85

se

de

haY

del

Donde:

p: paso de la rosca, mm

F: fuerza, Kg

h: altura de la tuerca, mm



,

133

d: diámetro nominal, mm

d,: diámetro menor, mm

La rosca es M16. Los valores correspondientes

al paso se obtienen de una tabla de roscas.

d = 16 mm

P = 2 mm

d,= d - p= 16 - 2= 14 mm

h = 80 mm

Evaluando en la ecuacion (3.18) tenemos:

dC = 1.45 Kg/mm' (14.25 x 10 N/mz>

El material tiene una resistencia 8 la

compresión S, de 97 Kg/mm2 (tabla XII). El

factor de seguridad es igual a:

N = 66.7

El elemento intermedio estará sometido a

tracción y compresión; como en el elemento

anterior el esfuerzo de compresión será mayor.

Este esfuerzo viene dado por:

6, = F/A (3.19)



1 3 4

Donde:

6, : esfuerzo de compresicn, Kg/mm'

F: fuerza sobre el elemento, Kg

A: sección Wansversal del elemento, mm2

La fuerza sobre el elemento es 2 733.1 Kg, y el

diámetro menor es 18 mm. Evaluando en (3.19) se

tiene:

d, = 2.68 Kg/mm'

Comparando con la resistencia del material se

tiene un factor de seguridad:

N = 36.2

3.5 SISTEHAS DE ACCIONAHIENTO DE INYECCION Y CIERRE DE

HOLDES.

En el articulo 3.1 se definieron las funciones de la

máquina, las dos últimas (inyección y cierre) se

realizan mediante movimientos de partes.

Los movimientos que se necesitan para el

funcionamiento de la máquina son dos: el de

inyección, en este caso en sentido vertical (máquina

de cámara caliente) y el de cierre de moldes, en

dirección horizontal. Esto se lo apreció claramente



136

de inyección fue fijada en 85 Kg/cm'(8.33 x 106

N/m')(secciSn 3.2).

Posteriormente se consideraron las tres

alternativas que se disponían para producir

esta presih y de aqui se seleccionó el medio

más conveniente.

1) Manualmente era muy dificil producir esta

presión elevada. Se tenian dos situaciones:

a) con una palanca de longitud adecuada al

manejo manual la presión que se obtenia era muy

baja; y

b) para obtener la presión requerida se

necesitaba una palanca muy larga, fig. 35.

(a) L = 1 m

pi = ?

L,= 0.36 m

F, = 30 Kg (294 N)

F;= F,,WL,) = 30(1/0.36)

Fi = 83.33 Kg

La presión de inyección que se obtendria es:

Pi = 2.59 Kg/cm2



Esta presión es muy baja comparada con la

requerida( 85 Kg/cm'):

%P = 3.05%

(b) L= ?

P, = 85 Kg/cm'

La fuerza de inyeccih será:

F; = 2 733.1 Kg

La longitud de palanca que producirá esta

fuerza será:

L- L,(F;/F,)= 0.36(2 733.1/30)

L = 32.79 m

Estas situaciones motivaron que se descarte la

alternativa manual para efectuar la inyección.

2) La otra alternativa era la naumática; en

efecto, después de las primeras máquinas

accionadas a mano, se utilizaron cilindros

neumáticos para accionar el émbolo de

inyección. El mayor inconveniente que se tiene



á ó

FIG. 3 5 : E s q u e m a p a r a inyección manual-

1 EM BOLO

I1 t NEUMAl ICO1

kI

1

EM BOLO D E

INYECCION

FIG. 3 6 : Rel a c i oh d e dkmetros entre e’mbolos

neumát ico y d e i n y e c c i ó n



1 3 9

comprimido es 8.5 Kg/cm', diez veces menor que

la requerida, 85 Kg/cm'.

Para compensar esta baja presión se podía usar

un cilindro de mayor diámetro pero entonces

surgían otros problemas: se necesitaba manejarmás caudal de aire y, a causa del esfuerzo de

inyección, no se tendría la presión requerida

en el émbolo de inyeccih porque el aire es un

fluido compresible. En la fig. 36 se aprecia

esta Situación. El diámetro del cilindro

neumático requerido es:

F,= F;

PnAn= p; A;

p,d2, = p; II; (3.20)

Donde:

P, : presión del cilindro neumático, Kg/cm'

d,: diámetro del cilindro neumático, mm2

pi: presión del émbolo de inyeccih, Kg/cm2

JI; : diámetro del émbolo de inyección, mm2

La presih neumática es 8.5 Kg/cm', y la de

inyección 85 Kg/cm'; el diámetro del 'émbolo de

inyección es 64 mm. Evaluando en (3.20) se

tiene:

d, = 202 mm



740

3) Con la Oleohidráulica se alcanzan presiones

de trabajo de 790 Kg/cmL. Se decidio entonces

que el medio oleohidráulico era el más adecuado

para accionar el émbolo de inyección.

Otro factor importante es que las velocidades

que se alcanzan con la oleohidráulica están en

al rango de 5 a 10 m/s, que se corresponden con

las velocidades recomendadas para inyección ( 1

8 10 m/s>. Todo esto coincide además con lo

indicado en el artículo 3.1, es decir, que hoy

en día casi todas las máquinas son accionadas

hidráulicamente.

Para el cierre de moldes también habia las tres

alternativas ya mencionadas. La alternativa

manual podia realizarse mediante variantes

como: pifión-cremallera, tornillo de rosca

cuadrada o mediante sistema de palancas.

Debido al tamafio de la máquina y a la alta

presión de trabajo, la única alternativa

posible era el tornillo de rosca cuadrada,

capaz de resistir las altas fuerzas que se

originarian.



í42

Una vez seleccionado el cierre de moldes

mediante oleohidráulica habia que decidir entre

las dos alternativas que se tienen. En efecto,

se conocen dos variantes de mecanismos de

cierre de moldes: el uno es llamado “cierre de

fuerza, el cual se consigue exclusivamente

mediante la accion directa de un esfuerzo

hidráulico; el otro es llamado "cierre de

formau, que se realiza mediante un bloqueo o

barrera mecánicos que se accionan con una

reducida fuerza.

En el primer caso se tiene un cilindro

hidráulico de gran diámetro que realiza el

cierre de moldes, fig. 37. El mayor

inconveniente es que la fuerza de cierre sólo

depende del diámetro del émbolo y de la presión

de accionamiento. Si la fuerza de reacción del

molde sobrepasa la fuerza de cierre, el émbolo

de cierre se retira inmediatamente y el molde

queda descomprimido.

Además, para su desplazamiento se necesita un

gran caudal lo que requiere de una bomba de

gran capacidad y causa un movimiento

relativamente lento.

Como ventajas se pueden mencionar: rápida



143

M O L D E

CILIN,DRO

CJ ERRE\

FJG. 3 7 : C i e r r e d e f u e r z a .

FIG. 38 : C ie r re d e f o r m a , t i p o pa l anca s im-

ple acodada.

e-m -- --,

FIG. 39: Variante d e l t i po a palanca s imp le .



1 4 4

adptación a los espesores del molde, dentro de

los límites admitidos; una mayor carrera deapertura, en comparación con los cierres de

palanca.

Con variantes, este sistema se

preferentemente en máquinas grandes en

la rapidez de cierre no es un

importante.

utiliza

las quefactor

La otra variante, llamada cierre de forma, está

compuesta por un mecanismo cinemático.

Proporciona un cierre perfecto del molde, y el

esfuerzo que desarrolla el eslabón motriz es

mínimo. A la vez, existen dos tipos de

combinaciones para el cierre de forma: la una

es llamada sistema de palanca simple acodada y

la otra es llamada sistema de palanca doble

acodada.

El sistema de palanca simple está ilustrado enlas figs. 38 y 39; en ambos casos, el cierre se

obtiene cuando las palancas están extendidas.

Se observa que el mecanismo es accionado por un

cilindro hidráulico pequeño. En (a) la admisión

de presión se mantiene incluso con el molde

cerrado, a fin de evitar que la palanca acodada



pudiera retirarse de su posición final, que no

es de punto muerto. En (b) el mecanismo se

mantiene cerrado solamente por la acción de las

palancas pues se ha superado el punto muerto.

Este sistema presenta como inconveniente el no

permitir siempre una apertura suficiente del

molde debido a la obstrucción que ocasionan las

palancas cuando están replegadas.

La otra combinación, de doble palanca acodada,

fig. 40, tiene brazos más cortos, los mismos

que se pueden replegar dentro de un espacio más

reducido. Además, en posición cerrada, las

palancas extendidas están en posición de punto

muerto con lo que no se necesita que el

cilindro de accionamiento esté 8 presión, es

decir, está interrumpida la fuerza que acciona

el mecanismo. El molde se mantiene cerrado

gracias a una fuerza interna que surge como

resultado de la deformación elástica de los

eslabones.

Este sistema ha obtenido gran aplicación

gracias a las ventajas obtenidas en fuerza con

relación al esfuerzoque

desarrolla el

accionamiento propiamente dicho, velocidad

media de cierre elevada, cierre suave Y



146

FIG. 4 0 : C i e r r e d e f o r m a : t i p o p a l a n c a d o b l e a c o -

dada. .

C I L I N D R O

IDRAULICO

E M B O L O

ÍNYECCI

D E

ON

FIG. 4 1 : M e c an i s m o d e i n y e c c i c k



1 4 7

reducido peso.

Como se ha visto, este último sistema presenta

mayores ventajas sobre los anteriores, es más

simple de construir y de accionar y está

indicado para máquinas medianas y pequeñas.

Este fue el sistema que se decidió escoger para

accionar el cierre de moldes.

3.5.2 CALCULO DEL HECANISklO DE INYECCION.

En esta sección se calculó básicamente el

tamaño del cilindro hidráulico para accionar el

émbolo de inyecciûn. Las condiciones iniciales

de las cuales se partió fueron:- presión de inyección: 85 Kg/cm2

- diámetro del émbolo de inyección: 64 mm

- presión hidráulica de servicio: 93 Kg/cm' .

Puede ser regulada.

En la fig. 41 se aprecia un esquema del

mecanismo de inyección.

Primero se calculó el diámetro el cilindro

hidráulico. La fuerza de inyección F, se

calculó en la sección 3.4.3; es igual 8:



148

El rendimiento mecánico de un cilindro

hidráulico es 0.95, por tanto, la fuerza F, que

se necesita ejercer por el cilindro hidráulico

es igual 8:

F, = F,/0.95 = 2 876.95 Kg

Esta fuerza de empuje del cilindro de

accionamiento es igual al producto del área

interior del cilindro, A, , y la presión

hidráulica de servicio, P, , es decir:

F, = P,A, = P,TD:,'4 (3.21)

Donde:

F, : fuerza ejercida por el cilindro hidráulico,

Kg

P, : presión hidráulica de servicio, Kg/cm*

D, : diámetro del cilindro hidráulico, cm

Evaluando en (3.21) se tiene el diámetro D,

requerido:

D, = 6.3 cm (63 mm)



1 4 9

vástago de accionamiento.

El vástago se lo calcula como columna pues el

mayor esfuerzo ocurre cuando inyecta, es decir,

cuando está sometido a compresibn y pandeo. La

carga se manifiesta sin exceder el límite de

proporcionalidad, es decir, en régimen

elástico. Por tanto, se recomienda usar la

fûrmula de Euler para el diserio de columnas:

PC l

= ndEI/12(3.22)

Donde:

PC l

: carga critica que produce pandeo, Kg

n: constante de condiciones en extremos (se

recomienda usar n= 1)

E: módulo de elasticidad, Kg/cm'

1: longitud de la columna, cm

La longitud de la columna se toma como 18 cm

(160 mm), igual a la carrera de inyección, fig.

42.

Se consideró un factor de seguridad N = 4.

Entonces, la carga critica que producir8 pandeo

es igual 8



150

PC l

= ll 507.8 Kg (112 776.4 N)

Para un acero al carbono, E = 2 100 x 10 Kg/cm'

. Evaluando en la ecuación (3.22) se tiene el

diámetro mínimo del vástago hidráulico:

d= 1.30 cm (13 mm)

Este es el diámetro minimo del vástago

hidráulico. Como el elemento roscado calculado

en el articulo 3.4.3 tiene una rosca M16, se

escogio como diámetro del vástago 32 mm, para

alojar dicho elemento.

3.5.3 CALCULO DEL HECANISHO DE CIERRE DE NOLDES,

El cálculo del bastidor se muestra en el

apéndice C. En esta sección se dimensionan los

elementos (eslabones Y ej=> que componen el

mecanismo de cierre.

El mecanismo de cierre debe soportar las

fuerzas que se producen en las mitades delmolde al finalizar la inyección. Esta fuerza de

reacción depende de la presión de inyección y

á



d l á t d d l i l d ( i

151

l

FIG. 4 2 : M o n t a j e del c i l i n d r o hidráuli c o d e

i nyección.

F I G . 4 3 ; F u e r z a s que a c t ú a n e n el mecanismod e c i e r r e ,



í52

sistema de alimentacion); , es dificil calcular

con precisión el valor de esta fuerza debido al

aspecto dinámico de la inyección, las pérdidas

de presiùn (rozamiento, solidificación parcial,

etc.).

Sin embargo, se parte de la premisa de que la

fuerza de cierre debe ser superior a la fuerza

de reacción, a fin de evitar con toda seguridad

que se abra el molde durante la colada, fig.

43. Por esto se introduce un factor de

seguridad en la fuerza de cierre, se lo

recomienda en un rango entre 1.2 y 1.3.

Una vez determinada la nueva fuerza nominal de

cierre se calculó. el tamaño de los eslabones

que componen el mecanismo de cierre. Este es

similar al mostrado en la fig. 40 (sección

3.5.1). Las longitudes fueron asignadas

geométricamente, es decir, dimensionadas paraque cumplan los movimientos requeridos de

apertura y cierre; se fijó la carrera de

apertura en 120 mm .

Como material para construir estos elementos se

seleccionó plancha de acero SAE 1010, con una

resistencia a la fluencia Sy de 26 Kip/pul'(l.8



153

20 y 38 mm. Se calculó lo siguiente:

1. ancho mínimo de los eslabones;

2. diámetro de los ejes o pines;

3. fuerza mínima necesaria para impulsar el

mecanismo.

1. Ancho mínimo de los eslabones.- En las figs.

44 y 45 se aprecia una vista parcial del

mecanismo en posición cerrada; el mecanismo es

simétrico. Este mecanismo estará sometido a

esfuerzos fluctuantes repetidos: serán máximos

cuando esté cerrado y nulos cuando esté

abierto. Puede esperarse una falla por fatiga

de algún elemento.

Las ecuaciones generales que se aplican para

diseño por fatiga son:

se = 0.50sut (3.23) Sut$l 400 x 106N/m2

se=ka kb kt kd ke kf ‘ é

Donde:

sé : resistencia 8 la fatiga de la muestra de

viga rotatoria; N/m2



154

E S L A B O N (*)

E X T R E M O

S O P O R T E ,

F I J O

E S L A B O N I 2 )

M E D I O

SOPOR1 EM O V I L

C R U C E T A

F I G . LI= Mecanismo de cierre en p o s i c i ó n cc-rrada.

F I G . L5: V i s t a d e l m e c a n i s m o d e c i e r r e .



í 56

Resist enci a a IO tensión, Sut, kiplpul*

0.6 0.8 1.0 112 1.4 1.6r 1 .,, .

P u l i d o Esmertlado II IlII

t e

0" 0;IL

0.1

0

60 80 100 120 íL0 160 180 200 220 2450

Resistencia a l a tensión, S,t, kip/pu12

F E . L6: F a c t o r e s d e m o d i f i c a c i ó n d e a c a b a d o

s u p e r f i c i a l p a r a el acero, ka .

Suc sYc ‘ 0

bm Sy.t S” t

Esf ucrzo Medio

FIG. 47: Diagruma d e Fat ig a .



158

T A B L A X I I I

F A C T O R E S D E C O N F I A B I L I D A D k , , C O R R E S P O N D I E N T E S A U N A DESVIA -

CION ESTANDAR DE 8 ./. DEL LIMITE DE F A T I G A .

C O N F I A B I L I D A D , RV A R I A B L E F A C T O R D E

ESTANDARIZADA, C O N F I A B I L I D A D ,

ZR kc

0 . 5 0 . 0 1,000I

0 . 9 0 l - 2 8 8 Oe

0 . 9 5 1 , 6 4 5 0 . 8 6 8

0 . 9 9 2 . 3 2 6 0.01 L

1 , 9 9 9 3.091 0 . 7 5 3

0 . 9 9 9 9 3 . 7 1 9 0 . 7 0 2

0 . 9 9 9 9 9 4 . 2 6 5 0 . 6 5 9

0 . 9 9 9 9 9 9 4 , 7 5 3 0 , 6 2 0

0 . 9 9 9 9 9 9 9 5.199 0 . 5 8 L

0.999 999 99 5 . 6 1 2 0 . 5 5 1I

0 . 5 2 0



f-

159

1

‘12 F,; t

I---1

4 I I-- ’

C’! l

1

,

Il,

5 . ‘1- - 1 .

‘ft Fc;

J

‘h F ,; ‘/EI Fc ;

FIG, 4 8 : F u e r z a s q u e a c t ú a n s o b r e l o s esla -

boncs.

A Z 0.038h m 2

D

F I G . 4 9 : S e c c i ó n t r a n s v e r s a l del e s l a b ó n ,



1 6 0

6 max = Fci/8A q 2.93 x 106,'h

Evaluando en (3.25) y (3.26) los esfuerzos de

amplitud, da, y medio, dm, son:

Ga = 1.46 x 106/h

dm = 1.40 x 106/h

La relaciún entre esfuerzos es:

d, /d , = 1

Las resistencias y esfuerzos se relacionan en

un diagrama de fatiga, fig.50, con valores para

compresión.

De la fig. 50, S,= 0.9 x 10'N/m2

Para un factor de seguridad N=3, se tiene:

da \( Sa/N

1.46 x 106/h<0.9 x 10*,'3

hs0.048 m (48 mm)

El espesor seleccionado es 0.048m (48 mm)



161

d-g-

as IdO0 N/m*

E s f u e r z o medio

F I G . 5 0 : D i a g r a m a d e F a t i g a p a r a l o s

eslabones.

u

-4:.-c3

L Ab.

0m.8 P3 (-Al,

---ee-

er

CI \I \D

WI,Relac ión de

e s b e l t e z , I/k

F I G . 5 1 : Criter i o s d e D i s e ñ o d e cohmnas.



1 6 2

Cuando el mecanismo está cerrado los eslabones

y las manivelas están sometidos a compresión;

como son suficientemente largos con respecto 8

su ancho, la falla posible que podría ocurrir

sería por pandeo. Por esto, se usa la teoria

del diseño de columnas para verificar laseguridad de funcionamiento.

El máximo valor de fuerza P que puede soportar

un elemento antes de fallar por pandeo se

conoce como la carga crítica, PCr * Por esto, elcriterio de seguridad consiste en comparar la

carga real P con la carga critica P,, .

Existen dos fórmulas: la de Euler y la de J. B.

Johnson. La fórmula de Euler sólo considera larelación de esbeltez l/k y el módulo de

elasticidad E: se aplica para columnas largas.

La fórmula de J. B. Johnson considera la

resistencia 8 la fluencia S, del material: se

usa extensamente en los campos del diseño de

máquinas, automóviles, aviones y estructuras de

acero. En la fig. 51 se aprecian estas

relaciones.

Cuando (l/k) es mayor que (l/k), se emplea la

ecuación de Euler. Las ecuaciones 8 emplear en

este caso son las siguientes:



164

Los e s l a b o n e s medios t renen l a s d :i. m en s i CI n e s

ind icadas e n la f i g . 5 2 .

F r ime r r ~ s e e v a l ú a n J-as c o n s t a n t e s a ( 3 . 2 8 ) y h

( 3 . 2 3 ) :

a = sy z 1 . 8 x 10*N/m*

b = 3 970

Para el rectángulo: k= 0.0139 m

Evaluando en W2V, la carga crítica será

entonces:

P = 32.8 x 10'NC l

La carga de trabajo P es igual a 1/8 FC; .

Entonces, el factor de seguridad N será:

N = PCr /P = 3.1

Los eslabones extremos tienen las mismas

dimensiones que los medios, sólo varia su

espesor, de 0.020 m.

Evaluando en (3.27), la carga critica es igual



165

P = 17.3 x 10LNCC

El factor de seguridad N es igual a:

N = PC, /P = 1.6

Las manivelas tienen las dimensiones indicadas

en la fig. 53. La carga critica es igual 8:

PCr

= 3.3 x 10'N

la carga de trabajo P que soporta cada manivela

es 1/6 F,; :

P= 1.42 x 10'N

El factor de seguridad N es igual a:

N = Per /P = 2.3

2. Diámetro de los ejes o pines.- También están

sometidos a esfuerzos fluctuantes (de corte),

por tanto, se usb un criterio de fatiga para

calcularlos.

Se usaron las mismas ecuaciones Y



FIL 52: Eslabón m e d i o .

l 1 9 2Y1

FIG, 5 3 : M a n i v e l a .

W2 ) F c

I

h

3

I( 1 / 2 ) F c ¡

3

I (ll21

Fc ;3

queCompI .es; ’

BrU438;

1 6 6

FIG. 54: D i a g r a m a d e c u e r p o libre d e l pin,



168

Entonces, ‘evaluando en la ecuación (3.24) se

tiene:

s, = 1 . 4 5 x 1Q8N/m2

El esfuerzo cortante máximo,Tmáx, es:

rmáx = F/A

Donde F es 1/6 FC; , y A es la seccióntransversal del pin. Entonces:

Tmáx = F ci/6Vd2

Reemplazando valores tenemos:

Tmáx = 4.52 x 10L/d2

Los esfuerzos cortantes medio, Tm, y de

amplitud, Ta, son:

Tm = ( Tmáx+ Tmín>/Z (3.31)

Tm = 2.26 x 10'/d2

Ya = ( Tmáx- Tmín>/Z (3.32)



169

7a = 2.26 x 10'/d*

La teoría de la energía de distorsión, aplicada

8 esfuerzos cortantes en fatiga proporciona una

prédicción de falla más precisa. Se tiene

entonces:

Sse

= 0.577s, (3.33)

Donde:

.

S se : resistencia de fatiga al corte.

Para un factor de seguridad N' = 3, se tiene:

2.26 x 10&/d*= (0.577*1.45 x 10*)/3

d = 0.02846 m (28.46mm)

Se escogió d = 31.75 mm

3. Fuerza mínima necesaria pra impulsar el

mecanismo. Fue calculada gráficamente; se hizo

un análisis de fuerzas estáticas con el

mecanismo en posición abierta. Se consideraron



como resistencias a vencer

rozamiento generadas por:

- la placa portamoldes;

- la cruceta de empuje.

El diagrama de cuerpo libre

las fuerzas de

para la placa

portamoldes se muestra en la fig. 55, donde:

F: fuerza mínima que mueve la placa;

f,: fuerza de rozamiento estático;

W: peso de la placa y el molde;

R: reacción normal de la placa;

r s : coeficiente de rozamiento estático;

El análisis de fuerzas es:

ZFx = 0 (antes de moverse)

F = f, (3.34)

ZFy = 0

N = w

por definición: f q

l-',N

reemplazando en (3.34):

(3.35)

F =&N pero N= W

F (a)



F (a)

í71

mal de

F1G. 5 5 : D i a g r a m a d e c u e r p o l i b r e : P l a c ap o r t a m o l d e s (mÓvil ).

f,- -

F---c

ll

N’

-’

f,- wt N’

HG. 5 6 : Diagrama d e c u e r p o Iibre: C r u c e t a



172

El diagrama de cuerpo libre para la cruceta se

muestra en la fig. 56.

ZFx = 0

F '= Zf, (3.36)

XFy = 0

N '= W'/Z (3.37)

pero F'=2fS = Z&N'

F'=Z&N''-F -

PsW'

Entonces, la fuerza minima Fsa que tiene que

vencer el mecanismo para empezar a moverse es:

Fsas F + F'= &(W + W') (3.38)

Del Manual de Marks, Tabla 1, Seccihn

Rozamiento:

r S = 0.51 (bronce sobre acero)

El peso aproximado de la placa móvil es 132.5

Kg, y el del molde es 16.9 Kg. Entonces,

evaluando en (3.37) se tiene la fuerza minima a

vencer:



II1

\

\

l

W

z



CAPI?JXJLO I V

IPRUERAS

4.1 PRUEBAS DE ALINEACION DE PARTES

Los componentes de la máquina fueron mecanizados,

básicamente, en Torno y Fresadora. Se hicieron

pruebas para la máquina según dos Sistemas.

Sistema de inyección: los componentes mecanizados

fueron:

- la cámara de presión;

- la camisa;

- el émbolo de inyección.

Para comprobar la concentricidad del torneado se

utilizó un comparador de carátula de división minima

0.01 mm y un error de 0.005 mm.

La perpendicularidad (entre torneado y refrentado) se

comprobó con una escuadra de precisión.

La longitud final de émbolo y camisa fue verificada



176

con url mármol y un calibrador vernier, fig. 58.

Igualmente se comprobó la alineación y centrado entre

el cilindro hidráulico y el émbolo de inyección. Para

ello se usó una escuadra de precisión y un calibrador

vernier.

Todo esto fue verificado respecto a su funcionamiento

cuando se montó el circuito hidráulico y se

realizaron pruebas en vacío.

Sistema de cierre: los componentes que se mecanizaron

son:

- las placas (refrentado y fresado);

- los eslabones (fresado);

Los aspectos más críticos que se comprobaron fueron:

los diámetros de los agujeros (en las placas y en los

eslabones) y las distancias entre centros.

Las caras anchas de las placas fueron refrentadas; su

paralelismo fue comprobado con un comparador de

carátula. sus bordes fueron fresados, y su

perpendicularidad fue comprobada con una escuadra de

precisión.

Los cuatro agujeros de las tres placas por donde

pasan las columnas fueron realizados en la Fresadora

Holke TE, de Control numérico, fig. 59.



178

Así mismo, los eslabones fueron fresados exterior e

interiormente (agujeros).

Durante el ensamble hubo que nivelar el sistema de

placas: se utilizaron lainas de cobre para lograr la

'horizontalidad de las bases sobre la mesa de trabajo.

Se usó un nivel de burbuja y una regla de ingeniería,

como se aprecia en la fig.60.

El sistema de cierre fue armado en en posición

abierta, y con una gata hidráulica se desplazó la

placa móvil, como se aprecia en la fig. 61. Fue laprimera prueba que se hizo del sistema de cierre.

Cuando se montó el cilindro hidráulico también se

realizaron pruebas de movimiento en vacio, se

comprobó las distancias entre placas y el movimiento

de la placa móvil. No se realizó ningún ajuste

posterior al sistema.

Debe indicarse que todos los elementos de los

sistemas de inyección y cierre fueron sometidos a

control de calidad, realizado en el Laboratorio de

Metrología.

4.2 PRUEBAS DE PRESION,

El sistema hidráulico de la máquina fue calculado y

montado por el Ing. Miguel Toral. En el Informe



Técnico respectivo consta el detalle de pruebas

hechas al sistema.

Como datos importantes deben mencionarse los

siguientes:

- la presion de trabajo era la indicada (85 Kg/cm').

- el estado general del circuito hidráulico era bueno

(pocas fugas que fueron reparadas).

- el bloque de mandos permitía realizar los

movimientos de los cilindros hidráulicos.

4.3 PRUEBAS DE TEHPERATURA.

Se realizaron con el objeto de medir la temperatura

en las paredes exteriores del horno. Para esto se

empleó un termõmetro digital OMEGA 871, con una

termocupla tipo K, como se aprecia en la fig. 62. El

procedimiento seguido fue:

Se encendieron los quemadores y se tomo lecturas de

la temperatura exterior de la pared del horno cada 15

minutos durante una hora. Los resultados fueron:

- a los 15 min.: 40OC

- a los 30 min.: 50'C

- a los 45 min.: 62'C

- a los 60 min.: 65'C

La temperatura interior en el crisol fue tomada hacia



1 8 1

elfinal de la prueba, es decir, a los 60 min, y d

unia lectura de 600OC. Debe indicarse que el cris

estaba vacío.

Orniginalmente la chimenea estaba sin aislamiento, p

lo que se tuvo una elevada disipación de calor hac

la. zona de trabajo y hacia el cilindro hidráulico

in yección. Se decició aislarla; se utilizó lana

vidrio con un espesor de 50 mm.

Los resultados obtenidos fueron satisfactorios pu

no se pierde demasiado calor por las paredes, y

temperatura necesaria para fundir la aleación zam

es 420OC.

io

01

lar

lia

de

de

es

la

ak

FIG. 62 : Medición d e \a t e m p e r a t u r a e n l ap a r e d e x t e r i o r d e l h o r n o



182

4.4 PRUEBAS DE FUSION E INYECCION.

Estas pruebas fueron simuladas pues, debido a falta

de recursos econûmicos no se pudieron comprar los 147

Kg de zinc necesarios para cargar el crisol.

Para simular estas pruebas se usó una mezcla de ceras

(70% parafina, 10% carnauba y 20% ácido esteárico).

La carga total fue 20.5 Kg, y tardó 10 min en

fundirse totalmente, a una temperatura de 100OC.

Se realizaron varias inyecciones de prueba, y se

comprobó que se logra:

- el llenado de la cámara de presión,

- la inyección propiamente dicha, y

- el llenado del molde.

Es decir, funcionó el circuito hidráulico de llenado

de metal.

Se presentó una fuga de material por el plano de

junta del molde pero, esto se debió a un mal ajuste

en el cierre del molde.

Como el material empleado para la inyección no era el

correcto, no se pudieron variar parámetros de

funcionamiento (temperatura de inyección, del molde,

tiempo de enfriamiento, etc.).



CA l? IT ULO V

E V A L U A C I O N E S Y C O N C L U S I O N E S

EVALUACIONES

1. El armazón de la máquina es muy robusto.

2. La placa móvil no tiene graseras para lubricación:

ésta debe hacerse manualmente sobre las columnas.

3. La placa estacionaria no tiene un sistema que permita

desplazarla.

4. Los cilindros hidráulicos están sobredimensionados en

su longitud de carrera.

5. Las líneas hidráulicas del cilindro de cierre no deben

ser rígidas, pues impiden el desplazamiento de la placa

estacionaria.

6. Las líneas hidráulicas del cilindro de inyección,

debido a la ubicación actual, dificultan el trabajo y



1 8 4

observación del operario.

7. Los quemadores funcionan deficientemente cuando se los

alimenta al mismo tiempo desde una única botella de gas.

8. La velocidad de inyección actual es demasiado lenta.

9. El diámetro del émbolo de inyección respecto 8 la

camisa está un poco ajustado.

10. Se tiene llama en el inicio de la chimenea.

CONCLUSIONES

1. El armazón puede ser hecho de perfiles estructurales;

tendria las adecuadas: resistencia y rigidez, y

disminuirían su costo y peso.

2. Se debe dotar de graseras a la placa portamoldes

móvil, y a los eslabones.

3. Se necesita un mecanismo que permita desplazar la

placa estacionaria y regule la altura del cierre del

molde.

4. Los cilindros hidráulicos deben ser más cortos. Asi se

tendria un funcionamiento más eficiente al acortar el

recorrido y disminuir el consumo de energia.



1 8 5

5. Se debe usar mangueras hidráulicas en el lado del

cilindro de cierre, de esemodo se puede desplazar el

mecanismo de cierre y ajustarlo a moldes diferentes.

6. Las líneas hidráulicas del cilindro de inyección deben

ir del lado opuesto al del operario. Se tendría facilidad

de maniobra.

7. Se debe alimentar cada quemador desde una botella

independiente de gas.

8. Se necesita aumentar el juego entre el émbolo de

inyección y la camisa (más de 0.04 mm). También puedecambiarse su diseño.

9. La camisa debe ser fácilmente recambiable: asi se

facilitaría su desmontaje en caso de agarrotamiento del

émbolo de inyección..

10. El horno debe ser más alto para el recorrido de llama

que se tiene. Asi se tendrian menos pérdidas de calor en

los gases de escape.

ll. Se necesitan válvulas para regular la maniobra de lamáquina. Válvulas reguladoras de presión: para variar la

presión de inyección sin variar la de cierre; válvulas

reguladoras de velocidad: para variar la velocidad de

inyección.

12. Hace falta un acumulador hidráulico para obtener la'



APENDICES



189

A/C = 20.38 Ib aire/lb C,H,

La cantidad de productos de combustión sera:

20.38 + 1 = 21.38 Ib prod./lb C,HB

2. El consumo de combustible (Secciún 3.3.4):

Ii& = 2.53 Kg/hr = 5.57 lb/hr

Entonces, el flujo de productos será:

6 = 5.5WZl.38 = 119.09 Ib prod/hr

3. La temperatura promedio de los gases se estimó en 300'

C (Sección 3.3.4).

4. La velocidad de salida de los gases está recomendada

entre 25 y 30 pies/seg.

La sección de la chimenea se calcula de la ecuación de la

continuidad:

m, = PA 2. (a-1)

la densidad se calcula de la ecuación de los gases, donde

la presión es 14.7 lb/pul , R es 53.3 (lbfpie)/(lb,"R) y

T es 1 032'R(300'C).



1 9 0

?9 = 0.0385 lb,/pie3

Evaluando mg, rg y vg en la ecuaciûn (a-l) se tiene:

A = 0.0286 pies'

De donde el diámetro es igual a:

D= 275.6 mm

La chimenea usada tiene 210 mm de diámetro, y una alturade 2 m. Para una presión atmosférica de 26 PuU de Hg,

una temperatura del aire de 30OC y una temperatura de los

gases de 300OC, se obtiene un tiro de:

1.36 x li31b/pulz o 0.0375 pu1 H,O.



APENDICE B

CALCULO DEL SOPORTE DE INYECCION

Se le dio forma trapecial: la base es más ancha para

facilitar la extracción del émbolo de inyección; la 'parte

superior es más pequeRa para alojar el cilindro

hidráulico. Se lo aprecia en la fig. 63.

El dato del cual se partió es la fuerza de inyección Fi,

igual a 2 733.1 Kg (6 012.8 Lb)(sección 3.4.3).

La placa inferior está sometida a flexión causada por la

fuerza de inyección que la transmite la cámara de

presión. Su condición está ilustrada en la fig. 64.

El momento flector para una placa rectangular viene dado

por:

Mmáx = 0.119 POa2 (b-1)

Donde:

Mmáx : momento flector máximo, Lb pulg

P, : carga por unidad de longitud, Lb/pulg



192

jo\ P L A C A

1 NFERlOR

d

F I G . 6 3 : S o p o r t e de inyccc i Ón .

R

F I G . 6 4 : D i s t r i b u c i ó n d e cargas en la p l a c ai n f e r i o r .



193

8: ancho de la placa, pulg

La placa tiene una ancho a = 9.4 pulg, Y la carga se

distribuye a lo largo de 10 pulg. Evaluando en la

ecuación (b-l) se tiene:

Mmáx = 6 322.6 Lb pulg

El esfuerzo por flexión viene dado por:

dmáx

=Mmáx ‘ II (b-2)

Donde:

6 .máx- esfuerzo normal por flexión máximo, Lb/pulg2

c: distancia desde el eje neutro a la superficie de la

placa, pulg.

1: momento deinercia de la sección transversal de la

placa, pulg4

Para esta placa c = t/Z. Evaluando en la ecuación (b-2)

tenemos:

6 máx= 4 035/t2Lb/pulg:

Este elemento está sometido a esfuerzos fluctuantes

repetidos, como se muestra en la fig. 65. Entonces, se

aplican las ecuaciones de fatiga definidas en la sección



1 9 4

3.5.3. Se escogió como material un acero SAE 1010, con

una resistencia a la fluencia Sy de 26 Kip/pulg2.

Evaluando en la ecuación (3.24) la resistencia S' es:

s; = 13 000 Lb/pulg'

Los factores de modificación son:

k, = 1 (no aparece en la fig. 46)

kb= 0.85 (flexión y torsión, 0.30 < d < 2 pulg)

k, = 1 (confiabilidad 50%, tabla XIII)

k,= 0.44 (temp. 500°C). k,= 620/(460 + T)

se= 4 862 Lb/pulg

Como son esfuerzos fluctuantes:

dQ = dm&/2 = 2 017/t2 Lb/pulg2

6, = dmáx/2 = 2 017/t2 Lb/pulg2

La relación de esfuerzos es:

Del diagrama de fatiga de la fig. 66 se tiene:



í 96

Tiempo

F]G, 65: E s f u e r z o r e p e t i d o .

\N w.

..

..

SYt %Jt

E s f u e r z o m e d i o

FIG, 6 6 : D i a g r a m a d e F a t i ga , p laca in fe r i o r .

Se

S,X 800Lblpu12

sYt % t


FIG, 67 : Diagrama de F a t i g a , sol dadur a.



b: lado menor del rectángulo, pulg.

d: lado mayor del rectángulo, pulg.

h: garganta de soldadura, pulg.

Para el soporte las dimensiones son b = 9.4 pulg.; d = 17

pulg. La garganta h = 0.2 pulg. M = 36 076.8 Lb.pulg.

Evaluando en las ecuaciones (b-3) a (b-5) tenemos:

d,= 1012 lb/pulg

dm At/2 z 506 Lb/pulg

Como las juntas estarán sometidas a esfuerzos de fatiga,

se tiene:

k, = 0.7 (de la fig. 46)

k,= 1

k,= 1

kd= 0.44

Para electrodos 60XX la resistencia a la fluencia Sy es

50 Kip/pulg2 . Entonces:

sé= 0.50 Sy= 25 000 Lb/pulg'

se= 7 700 Lb/pulg:



A P E N D I C E C

CALCULO DEL BASTIDOR

a) DIAMETRO DE LAS COLUMNAS.

La fuerza nominal de cierre fue fijada en 100 toneladas

(90 909.1 Kg o 8.91 x 105N). Las columnas están sometidas

a esfuerzos normales de tensión, tipo esfuerzo repetido:

máximo durante la inyección y nulo durante la apertura.

En la fig. 68 se aprecian el bastidor y la máquina

construida.

Cada columna soporta la cuarta parte de la fuerza total,

entonces, el esfuerzo para cada columna viene dado por:

6= F/A = F/rrd' (c-l)

Donde:

d : esfuerzo de tensión, Kg/cm'

F: fuerza de tensión, Kg

d: diámetro de la columna, cm



200

Evaluando en la ecuacion (c-l) se tiene el esfuerzo de la

columna:

d= 28 951.94/d2Kg/cm2

El esfuerzo medio es igual al de amplitud, es igual a:

Cfa= 14 476/d2Kg/cd

El material seleccionado es un acero SAE 1040, con una

resistencia 8 la tensión Sut = 2 959 Kg/cm'. Usando las

relaciones de fatiga definidas en la Sección 3.5.3 se

tiene:

Sé = 1 479.5 @/cm'


kcl = 1 (no aparece en la fig. 46)

k b= 1 (no hay flexión ni torsión)

kc = 1 (confiabilidad 50%)

kd = 1 (no hay efectos por temp.)

ke = 1 (no hay muescas ni ranuras)k f = 1 (no hay efectos diversos)

Entonces:

% = 1 479.5 Kg/cm2



201

FIG. 68 ‘. Maquina d e F u n d i c i ó n a Presión :

Bastidor .

S a= 13 OO Kg/ctrf

sY Sut

Esfuerzo medio

F I G . 69: D i a g r a m a d e F a t i g a : c o l u m n a s ,



202

Del diagrama de Fatiga de la fig. 69 se tiene:

% = 1 300 Kg/cm'

Para un factor de seguridad N = 2 se tiene:

14 476/d2cl 300/2

d34.72 cm (47.2 mm)

Se escogió un diámetro comercial de 50.8 mm (2 pulg).

b) ESPESOR DE LAS PLACAS.

Se las considera como placas simplemente apoyadas en los

cuatro bordes, que soportan una carga concentrada P. Esta

fuerza será la que tiende abrir las mitades del molde

(menor 8 la fuerza de cierre) pero para cálculos se la

tomó como la fuerza de cierre. En la fig. 70 se aprecia

el diagrama de cuerpo libre de la placa.

"Si la placa es de material frágil o si P es una carga

repetida la tensión significativa en la placa puede

corresponder más estrechamente al momento flector por(15)

unidad de ancho, 0.44P".

Es decir que, el momento flector máximo M en la placa es:



203

M = 0.44P (c-3)

La fuerza nominal de cierre es 90 909.1 Kg. Evaluando en

(c-3) tenemos:

M = 40 000 Kg.cm

La placa es un cuadrado de 45 cm. Para esfuerzos normales

por flexión se usa la siguiente ecuación:

C$=

Mc/I=

SM/bt2

(c-4)

Donde:

d, : esfuerzo normal de tensión, Kg/cm'

c: distancia desde el eje neutro a la superficie de la

placa, cm

t: espesor de la placa, cm

1: momento de inercia de la placa, cm'

b: base de la sección transversal de la placa, cm

En la fig. 7 1 se aprecian las dimensiones de la placa.

Evaluando en la ecuación (c-4) se tiene:

d,= 5 333.33/t2 Kg/cm2



204

F I G . 7 0 : D i a g r a m a d e c u e r p o l i b r e d e l a PIaca.

FIG. 71 : Dimensiones de la Placa.

SI J t


FIG. 72: Diagrama de F a t i g a , Placa.



205

El esfuerzo de amplitud es:

da= 2 666.66/t2 Kg/cm2

Las placas son de hierro fundido, ASTM 30, con una

resistencia 8 la tensión Sut = 31 000 Lb/pulgL (2 184.1

Kg/cm* 1; tabla XI.

Se usaron las relaciones de Fatiga definidas en la

Sección 3.5.3; se tiene esfuerzos fluctuantes de tensión

(por flexión). Los resultados obtenidos son:

sé = 1 092.05 Kg/cnf


k,= 1 (no aparece en la fig. 46)

k,= 0.75 (si hay flexión)

k,= 1 (confiabilidad 50%)

k,= 1 (no hay efectos por temp.)

k,= 1 (no hay concentración de esfuerzos)

k, = 1 (no hay efectos diversos)

Entonces:

Se = 819.04 Kg/cm'



206

Del diagrama de Fatiga de la fig. 72 se tiene:

s, = 425 Kg/cm'

El espesor de la placa viene dado por:

Para un factor de seguridad N = 3 se tiene:

2 666.66/t2S 425/3

t 3 4.34 cm (43.4 mm)

El espesor mínimo debe ser 43.4 mm. Debido a defectos de

fundición, las placas tienen los siguientes espesores:

placa estacionaria: 66 mm

placa móvil: 68 mm

placa fija: 50 mm



APENDICE D

CARACTBRISTICAS TECNICAS

GRUPO DE CIERRE.

Fuerza de cierre

Carrera máxima de cierreVelocidad de cierre

Dimensiones de las placas

Espesor de las placas

Distancia entre columnas

Diámetro de las columnas

GRUPO DE INYECCION.

Fuerza de inyección

Presión específica sobre el metalDiámetro del émbolo de inyección

Superficie frontal 8 inyectar

Peso máximo a inyectar (zamak)

Carrera de inyección

100 Ton

120 mm

0.1 - 0.2 m/s

450 x 450 mm

60 mm

300 x 300 mm

51 mm

2 700 Kg

85 Kg/cm2

64 mm

860 cm2

2.39 Kg

160 mm



208

GRUPO MOTRIZ.

Potencia del motor-bomba 4 KW

Presih de servicio 93 Kg/cm2

Capacidad del crisol 22 drr?

Peso de la máquina 1 000 Kg

Dimensiones (La x An x Al) 1 960 x 630 x 1 900 mm



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Documents

D-9429