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UNIVERSIDAD NACIONAL AUTÓNOMA DE MÉXICO FACULTAD DE QUÍMICA “APLICACIÓN Y ANÁLISIS DE LOS PRINCIPIOS DE DISEÑO DE SISTEMAS DE ALIMENTACIÓN EMPLEANDO SOFTWARE CFD” T E S I S QUE PARA OBTENER EL TÍTULO DE INGENIERO QUÍMICO METALÚRGICO P R E S E N T A AYUZO GONZÁLEZ GERARDO MÉXICO, D.F. 2011 Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ UNAM – Dirección General de Bibliotecas Tesis Digitales Restricciones de uso DERECHOS RESERVADOS © PROHIBIDA SU REPRODUCCIÓN TOTAL O PARCIAL Todo el material contenido en esta tesis esta protegido por la Ley Federal del Derecho de Autor (LFDA) de los Estados Unidos Mexicanos (México). El uso de imágenes, fragmentos de videos, y demás material que sea objeto de protección de los derechos de autor, será exclusivamente para fines educativos e informativos y deberá citar la fuente donde la obtuvo mencionando el autor o autores. Cualquier uso distinto como el lucro, reproducción, edición o modificación, será perseguido y sancionado por el respectivo titular de los Derechos de Autor. 2 JURADO ASIGNADO: PRESIDENTE: I.Q.M. Eusebio Cándido Atlatenco Tlapanco VOCAL: M.C. Antonio Huerta Cerdan SECRETARIO: Dr. Carlos González Rivera 1ER. SUPLENTE: I.Q.M. Arturo Alejandro Sánchez Santiago 2DO. SUPLENTE: M.C. Agustín Gerardo Ruiz Tamayo SITIO DONDE SE DESARROLLÓ EL TEMA: DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUÍMICA METALÚRGICA, FACULTAD DE QUÍMICA, UNAM ASESOR DEL TEMA: SUPERVISOR TÉCNICO: ______________________ _______________________ DR. CARLOS GONZÁLEZ RIVERA M.C. AGUSTÍN GERARDO RUÍZ TAMAYO SUSTENTANTE: ______________________ AYUZO GONZÁLEZ GERARDO. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 3 Agradecimientos La terminación de esta tesis de licenciatura no hubiera sido posible sin el constante apoyo de mi madre: Silvia González Valdovinos a quién agradezco por todo lo que he logrado hasta ahora. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 4 Contenido UNIVERSIDAD NACIONAL AUTÓNOMA DE MÉXICO¡ERROR! MARCADOR NO DEFINIDO. ÍNDICE DE FIGURAS 7 INTRODUCCIÓN Y POSICIÓN DEL PROBLEMA 10 HIPÓTESIS DE TRABAJO 11 OBJETIVOS 11 CAPÍTULO I 12 DISEÑO DE SISTEMAS DE ALIMENTACIÓN Y SISTEMAS DE COLADA PARA PIEZAS COLADAS EN MOLDE DE ARENA. 12 1.1 SOLIDIFICACIÓN DE ALEACIONES Y SU CLASIFICACIÓN. 13 SOLIDIFICACIÓN PROGRESIVA Y SOLIDIFICACIÓN DIRECCIONAL. 13 1.3 CONTRACCIÓN POR SOLIDIFICACIÓN. 15 1.3 DEFECTOS POR CONTRACCIÓN. 16 1.4 SISTEMAS DE ALIMENTACIÓN. 17 1.5 METODOLOGÍA DE CÁLCULO DE SISTEMAS DE ALIMENTACIÓN. 20 1.7 SOLIDIFICACIÓN EN MOLDES DE ARENA. 21 1.7 REGLA DE CHVORINOV (REGLA DE LOS MÓDULOS) 23 Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 5 1.8 REGLA DE LAS CONTRACCIONES. 29 1.9 REGLA DE LOS RADIOS DE ACCIÓN. 31 1.10 METODOLOGÍA DE CÁLCULO DE SISTEMAS DE COLADA. 34 1ª CONSIDERAR LA PIEZA Y SU IMPRESIÓN (ORIENTACIÓN EN EL MOLDE) 38 2ª DEFINIR EL MODO DE ALIMENTACIÓN Y LA RUTA DE SOLIDIFICACIÓN (EN FUNCIÓN DE LA FORMA DE LA PIEZA Y DE LA NATURALEZA DE LA ALEACIÓN) 38 3ª FIJAR EL ESCALONAMIENTO DEL SISTEMA (RELACIÓN DE COLADA) 39 4ª SELECCIONAR EL TIEMPO DE LLENADO DEL MOLDE, EN FUNCIÓN DE: 40 5ª DETERMINAR EL COEFICIENTE DE DESCARGA DEL SISTEMA (B) 41 6ª DETERMINAR LAS SECCIONES DEL SISTEMA. 43 CAPÍTULO II 49 EMPLEO DE SOFTWARE CAD Y CFD PARA LA SIMULACIÓN DEL LLENADO, ENFRIAMIENTO Y SOLIDIFICACIÓN DE PIEZAS COLADAS EN MOLDES DE ARENA. 49 2.1 PRINCIPIOS BÁSICOS DE SOLIDWORKS. 50 2.2 DIGITALIZACIÓN DE UN MODELO UTILIZANDO SOLIDWORKS. 53 2.2 IMPLEMENTACIÓN DE UNA SIMULACIÓN DE LLENADO EMPLEANDO PROCAST. 63 CAPÍTULO III 76 PLANTEAMIENTO DE LOS CASOS BAJO ESTUDIO E IMPLEMENTACIÓN DE LAS SIMULACIONES. 76 3.1 PROPUESTA DE LOS CASOS DE ESTUDIO. 76 Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 6 3.2 CASO 1. CUMPLIMIENTO DE LAS TRES REGLAS. 78 3.3 CASO 2. CUMPLIMIENTO DE DOS DE LAS TRES REGLAS. DOS ALIMENTADORES EN EL SISTEMA DE ALIMENTACIÓN. 86 3.4 CASO 3. CUMPLIMIENTO DE SOLO UNA DE LAS TRES REGLAS. UN ALIMENTADOR EN EL SISTEMA DE ALIMENTACIÓN. 90 3.5 CASO 4. INCUMPLIMIENTO DE TODAS LAS REGLAS. USO DE UN SISTEMA DE COLADA SIN INCLUIR SISTEMA DE ALIMENTACIÓN 93 3.6 IMPLEMENTACIÓN DE LAS SIMULACIONES. 96 CAPÍTULO IV 98 RESULTADOS Y ANÁLISIS 98 CASO INICIAL: PIEZA SIN SISTEMA DE ALIMENTACIÓN. 98 SEGUNDO CASO: PIEZA CON UN ALIMENTADOR. 100 TERCER CASO: PIEZA CON DOS ALIMENTADORES. 103 TERCER CASO: PIEZA CON TRES ALIMENTADORES, CUMPLIMIENTO DE LAS TRES REGLAS. 106 DEFECTOS POR CONTRACCIÓN. 108 CONCLUSIONES. 111 BIBLIOGRAFÍA 112 ANEXO. 113 Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 7 Índice de Figuras FIGURA 1.1. SOLIDIFICACIÓN PROGRESIVA Y DIRECCIONAL EN UN ALIMENTADOR. .................................. 13 FIGURA 1.2 SOLIDIFICACIÓN EN UNA ALEACIÓN DE RANGO CORTO. ...................................................... 14 FIGURA 1.3 ILUSTRACIÓN ESQUEMÁTICA DE LOS TRES REGÍMENES DE CONTRACCIÓN: LÍQUIDA, POR SOLIDIFICACIÓN Y SÓLIDA. ....................................................................................................... 21 FIGURA 1.4 DEFINICIÓN DE LOS DEFECTOS POR CONTRACCIÓN ........................................................... 21 FIGURA 1.5 SECCIÓN TRANSVERSAL DE: (A) UNA PLACA SIMPLE CON TODA LA CONTRACCIÓN UBICADA EN EL ALIMENTADOR; (B) 99.5AL; (C) AL-12SI, (D)AL-5MG; (E) RADIOGRAFÍA DE UN ALIMENTADOR DE AL- 12SI. .................................................................................................................................... 19 FIGURA 1.6 DISTRIBUCIÓN DE TEMPERATURAS DURANTE LA SOLIDIFICACIÓN DE UN METAL EN UN MOLDE DE ARENA. .................................................................................................................................. 26 FIGURA 1.7 SECCIONAMIENTO DE UNA PIEZA COMPLEJA. .................................................................... 26 FIGURA 1.8 MÓDULO GEOMÉTRICO DE UNA BARRA INFINITA. ............................................................... 27 FIGURA 1.9 CÁLCULO DE MÓDULOS Y EXPLICACIÓN DE LAS DIMENSIONES X, A Y B.. ............................... 28 FIGURA 1.10 DETERMINACIÓN DE LA CONSTANTE DE ALIMENTACIÓN PARA OBTENER EL DIÁMETRO Y LA ALTURA DEL ALIMENTADOR. ..................................................................................................... 29 FIGURA 1.11 CALCULO DEL CUELLO DEL ALIMENTADOR. ................................................................... 300 FIGURA 1.12. CUBO PARA DEMOSTRAR EL CUMPLIMIENTO DE LA REGLA DE LAS CONTRACCIONES Y LA REGLA DE LOS RADIOS DE ACCIÓN .......................................................................................... 320 FIGURA 1.13. SOLIDIFICACIÓN TIPO PLACA QUE PRESENTA FRENTES DE SOLIDIFICACIÓN PARALELOS Y B)SOLIDIFICACIÓN TIPO CUÑA QUE PRESENTA FRENTES DE SOLIDIFICACIÓN CONVERGENTES. ........ 331 FIGURA 1.14. SOLIDIFICACIÓN DIRECCIONAL (PROGRESIVA), EN UNA PIEZA CON FORMA DE L, QUE RESULTA DEL GRADIENTE SEVERO DE TEMPERATURAS ENTRE EL BORDE DE LA PIEZA Y EL ALIMENTADOR. ..... 33 FIGURA 1.15. LLENADO EN FUENTE Y DETERMINACIÓN DE LAS ALTURAS. .............................................. 39 FIGURA 1.16. TIPOSDE SISTEMA DE COLADA, CORREDORES CON SECCIÓN UNIFORME. ........................ 421 FIGURA 1.17 DIMENSIONES DE LA CAJA DE MOLDEO. ........................................................................ 432 FIGURA 1.18. VISTA ISOMÉTRICA DEL DISEÑO TERMINADO. ............................................................... 443 FIGURA 1.19.DIMENSIONES DEL DISEÑO DEL SISTEMA DE COLADA PARA DOS CUBOS DE 10CM DE LADO. 443 FIGURA 1.20. VISTA LATERAL Y DIMENSIONES DEL SISTEMA DE COLADA.............................................. 454 FIGURA 1.21. DIMENSIONES DE LOS CORREDORES.......................................................................... 476 FIGURA 1.22. DIMENSIONES DE LOS ATAQUES. ................................................................................ 487 FIGURA 2.1. TÉRMINOS COMUNES DE SOLIDWORKS. ......................................................................... 53 Figura 2.2 Interfaz Gráfica de Solidworks………………………………...………………………………54 FIGURA 2.3. VENTANA DE TRABAJO DE SOLIDWORKS. ........................................................................ 54 FIGURA 2.4. ELECCIÓN DEL PLANO DE TRABAJO. ................................................................................ 54 Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 8 FIGURA 2.5. TRAZADO DE LAS LÍNEAS CONSTRUCTIVAS. ..................................................................... 55 FIGURA 2.6. LÍNEAS CONSTRUCTIVAS PARA FORMAR EL CUBO. ........................................................... 55 FIGURA 2.7. TRAZADO DEL CUADRADO. ............................................................................................ 56 FIGURA 2.8. EXTRUSIÓN DEL PLANO. ................................................................................................ 57 FIGURA 2.9. TRAZADO DEL ATAQUE. ................................................................................................. 57 FIGURA 2.10. ACOTADO Y EXTRUSIÓN DEL ATAQUE. ........................................................................... 58 FIGURA 2.11. TRAZADO DE LINEAS CONSTRUCTIVAS EN EL ATAQUE Y ACOTADO SIMPLE. ........................ 58 FIGURA 2.12. TRAZADO Y ACOTADO DEL CORREDOR. ........................................................................ 59 FIGURA 2.13. DISEÑO DE LOS CORREDORES DEL SISTEMA DE COLADA. ................................................ 59 FIGURA 2.14. TRAZOS DEL SEGUNDO ATAQUE. .................................................................................. 60 FIGURA 2.15. VISTA ISOMÉTRICA DE LAS OPERACIONES REALIZADAS.................................................... 60 FIGURA 2.16. SISTEMA CON CORREDORES, ATAQUES Y LAS PIEZAS DE INTERÉS. ................................... 61 FIGURA 2.17. DIBUJO DE LA PARTE INFERIOR DE LA BAJADA. ............................................................... 61 FIGURA 2.18. CREACIÓN DE UN PLANO DE REFERENCIA. ..................................................................... 62 FIGURA 2.19. CREACIÓN DE UN PLANO EXTRA Y TRAZADO DEL CÍRCULO. .............................................. 62 FIGURA 2.20. DISEÑO TERMINADO. .................................................................................................. 62 FIGURA 2.21. DIAGRAMA PARA LA SIMULACIÓN UTILIZANDO PROCAST. ................................................. 63 FIGURA 2.22. PANTALLA INICIAL DE PROCAST. .................................................................................. 64 FIGURA 2.23. VENTANA PRINCIPAL DE MESHCAST. ............................................................................ 65 FIGURA 2.24. SECUENCIA DE PASOS PARA REALIZAR LA DISCRETIZACIÓN SUPERFICIAL. ......................... 66 FIGURA 2.25. GENERACIÓN DE LA MALLA TETRAHÉDRICA. ................................................................... 66 FIGURA 2.26. PASO FINAL EN MESHCAST. ........................................................................................ 67 FIGURA 2.27. VENTANA INICIAL DEL PRECAST. .................................................................................. 68 FIGURA 2.28. CREACIÓN DEL MOLDE VIRTUAL. .................................................................................. 68 FIGURA 2.29. DESIGNACIÓN DE MATERIALES. .................................................................................... 69 FIGURA 2.30. ASIGNACIÓN DEL COEFICIENTE DE TRANSFERENCIA DE CALOR......................................... 69 FIGURA 2.31. ASIGNACIÓN DE LA CONDICIÓN A LA FRONTERA DE NO DESLIZAMIENTO. ............................ 70 FIGURA 2.32. CREACIÓN DE LA TEMPERATURA INICIAL DEL FLUIDO. ..................................................... 71 FIGURA 2.33. A) VENTANA DE ASIGNACIÓN DE VELOCIDAD AL EJE. B) CÁLCULO DE VELOCIDAD. .............. 72 FIGURA 2.34. ASIGNACIÓN DE LA GRAVEDAD. .................................................................................... 72 FIGURA 2.35. INTRODUCCIÓN DE LAS CONDICIONES INICIALES. ............................................................ 73 FIGURA 2.36. PARÁMETROS DEL PROCESO. ...................................................................................... 73 FIGURA 2.37. INICIO DE LOS CÁLCULOS............................................................................................. 74 FIGURA 2.38. PROGRESO DEL CÁLCULO. .......................................................................................... 75 FIGURA 2.39. A) PERFIL DE TEMPERATURAS AL FINAL DEL CÁLCULO. B) POROSIDAD POR CONTRACCIÓN. 75 FIGURA 3.1. PIEZA PROTOTIPO. ....................................................................................................... 77 FIGURA 3.2. PIEZA PROTOTIPO CON TRES ALIMENTADORES................................................................. 78 FIGURA 3.3. VISTA LATERAL DEL MODELO. ........................................................................................ 79 FIGURA 3.4. VISTA SUPERIOR. ......................................................................................................... 79 Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 9 FIGURA 3.5. OBTENCIÓN DE LAS ALTURAS......................................................................................... 84 FIGURA 3.6. CÁLCULO DEL DIÁMETRO SUPERIOR DE LA BAJADA. .......................................................... 85 FIGURA 3.7. DIMENSIONES DE LOS CORREDORES. ............................................................................. 85 FIGURA 3.8. VISTA ISOMÉTRICA DEL CASO 2. ..................................................................................... 88 FIGURA 3.9.DIMENSIONES DE LOS CORREDORES, ATAQUES Y DE LA BAJADA PARA EL CASO 2. ................ 89 FIGURA 3.10. VISTA SUPERIOR, DIMENSIONES DE LOS CORREDORES Y DE LOS ATAQUES. ....................... 89 FIGURA 3.11. VISTA ISOMÉTRICA DEL CASO 3. ................................................................................... 92 FIGURA 3.12. VISTA LATERAL, DIMENSIONES DE LOS ATAQUES Y DE LOS CORREDORES. ......................... 92 FIGURA 3.13. VISTA SUPERIOR DEL CASO 3. ...................................................................................... 93 FIGURA 3.14. VISTA ISOMÉTRICA DEL CASO 4. ................................................................................... 94 FIGURA 3.15. VISTA LATERAL, DIMENSIONES DE LA BAJADA, DEL CORREDOR Y DEL ATAQUE. ................... 95 FIGURA 3.16. VISTA SUPERIOR, CASO 4 PIEZA SIN ALIMENTACIÓN. ....................................................... 95 FIGURA 4.1. VISTAS DEL DURANTE EL LLENADO DE LA PIEZA; A) ENTRADA DEL METAL AL MOLDE; B) LLENADO DE LOS CORREDORES; C) PIEZA COMPLETAMENTE LLENA. ............................................. 98 FIGURA 4.2.VISUALIZACIÓ DE LA MAGNITUD DEL FLUJO EN PROCAST A) ENTRADADEL METAL B) LLENADO DE LOS CORREDORES C) LLENADO DE LA PIEZA D)LLENADO DE LA PIEZA Y FLUJO .. ...................... 988 FIGURA 4.3. VISUALIZACIÓN DE LOS DEFECTOS CALCULADOS POR EL SOFTWARE. ............................... 100 FIGURA 4.4. VISUALIZACIÓN DE DEFECTOS A) CORTE TRANSVERSAL B) CORTE CERCANO A LA SUPERFICIE. .......................................................................................................................................... 100 FIGURA 4.5. LLENADO DE LA PIEZA CON UN ALIMENTADOR. A) ENTRADA DEL METAL LÍQUIDO, B) INICIO DEL LLENADO DE LA PIEZA, C) LLENADO DEL ALIMENTADOR, D) PIEZA COMPLETAMENTE LLENA.. .......... 101 FIGURA 4.6 CAMPOS DE TEMPERATURAS SUPERFICIAL FINAL OBTENIDO POR EL SOFTWARE. ................. 101 FIGURA 4.7 MAGNITUD DE LA RAPIDEZ DEL FLUIDO DURANTE EL LLENADO DEL MOLDE. ......................... 102 FIGURA 4.8 DEFECTOS PRESENTES EN LA PIEZA. ............................................................................. 102 FIGURA 4.9 DEFECTO POR CONTRACCIÓN DETECTADO REALIZANDO UN CORTE EN EL EJE Y . ................ 103 FIGURA 4.10 LLENADO DEL MOLDE, VISUALIZACIÓN UTILIZANDO PERFIL DE TEMPERATURA . .................. 103 FIGURA 4.11 VISUALIZACIÓN DE LOS DEFECTOS INTERNOS DE LA PIEZA . ............................................ 104 FIGURA 4.12 DEFECTO POR CONTRACCIÓN SUPERFICIAL EN LA PIEZA ................................................ 105 FIGURA 4.13 CORTE TRANSVERSAL PARA DETECTAR DEFECTOS . ...................................................... 105 FIGURA 4.14 SISTEMA CON TRES ALIMENTADORES . ......................................................................... 106 FIGURA 4.15 VISUALIZACIÓN DE LA MAGNITUD DE LA RAPIDEZ DEL FLUIDO . ........................................ 107 FIGURA 4.16 EVOLUCIÓN DE LOS DEFECTOS POR CONTRACCIÓN AL UTILIZAR UN SISTEMA DE ALIEMNTACIÓN . ......................................................................................................................................... 108 FIGURA 4.17 ESCANEO EN EL EJE Y PARA LA DETECCIÓN DE DEFECTOS POR CONTRACCIÓN AL INTERIOR DE LA PIEZA. ............................................................................................................................. 109 FIGURA 4.18 SOLIDIFICACIÓN DE LA PIEZA. . .................................................................................... 109 Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 10 Introducción y Posición del Problema Durante la producción de piezas coladas de acero en moldes de arena refractaria se busca que la pieza presente la menor cantidad de defectos y se trata de optimizar la producción minimizando retornos a través de un adecuado diseño del sistema de alimentación y del sistema de colada. Las propiedades de las fundiciones están determinadas por una serie de características metalúrgicas y microestructurales las cuales tienen su origen a lo largo de toda la cadena de procesos que están involucrados durante su manufactura. El objetivo de la simulación numérica del llenado de moldes con metal líquido asociado con un proceso de fundición, será evaluar las condiciones en que fluye el metal liquido durante el llenado del molde, así como el enfriamiento del sistema, incluyendo eventualmente la generación de esfuerzos dentro del mismo y la formación de rechupes y de defectos por contracción durante la solidificación. Estos últimos serán determinados por la historia térmica (enfriamiento). Esto permite analizar todos los factores de riesgo asociados con cada etapa de la fundición para reducir la probabilidad de presencia de cualquier tipo de defecto. El uso de esta herramienta facilita el alcanzar las características requeridas en el producto final de fundición. Para cumplir con su objetivo, el diseño del sistema de alimentación incluye la aplicación de tres reglas fundamentales las cuales son la regla de los módulos, la regla de las contracciones y la regla de los radios de acción. En ocasiones y en la práctica se desprecia o se ignora la importancia del cumplimiento de estas reglas para obtener una pieza libre de defectos por contracción por lo cual en este trabajo se utiliza una herramienta cada vez mas importante para los ingenieros que diseñan estos sistemas, el software especializado del tipo CFD (Computer Fluid Dynamics), para demostrar las consecuencias del incumplimiento de las mismas sobre la cantidad de rechupes que se presentan en la pieza producida. Este tipo de software es aplicado en la Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 11 actualidad de manera cotidiana en todas las fundiciones con una tecnología de nivel medio a alto y en el futuro será una herramienta imprescindible para lograr la producción de piezas con las características requeridas por un mercado cada vez más demandante y competitivo. Hipótesis de Trabajo Mediante la selección de casos y condiciones de proceso adecuadas es posible generar simulaciones empleando software CFD que ilustren la correcta aplicación de las reglas de alimentación, evitando la presencia de defectos por contracción. Objetivos Proponer diferentes casos y condiciones de proceso que permitan ilustrar la aplicación de las tres reglas de alimentación. Simular el llenado del molde con metal liquido así como el enfriamiento, solidificación y formación de rechupes en los casos propuestos Evaluar el impacto del incumplimiento de cada regla sobre las predicciones de la presencia de defectos por contracción en los casos bajo estudio. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 12 Capítulo I Diseño de sistemas de alimentación y sistemas de colada para piezas coladas en molde de arena. En este capítulo se mencionarán los aspectos más relevantes asociados con el cálculo de sistemas de alimentación y de sistemas de colada para piezas coladas en moldes de arena. En primera instancia se describirá el comportamiento que presentan las distintas aleaciones durante su solidificación desde el estado líquido; después se mencionará el comportamiento que presenta la mayoría de las aleaciones comerciales respecto a cambios de volumen como una función de la temperatura desde que se encuentra en estado líquido hasta que finaliza la solidificación para destacar la importancia de utilizar un sistema de alimentación que evite la presencia de defectos por contracción en el producto final. Posteriormente se mencionará la metodología empleada para diseñar un sistema de alimentación haciendo énfasis en el comportamiento de las tres reglas de alimentación. Finalmente se mencionarán los principios y la metodología que se utiliza para diseñar un sistema de colada. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 13 1.1 Solidificación de aleaciones y su clasificación. Solidificación progresiva y solidificación direccional. La figura 1.1 ilustra la interacción entre la solidificación progresiva y la solidificación direccional en una fundición. Cuando se llena la cavidad del molde, la solidificación generalmente comenzará desde la pared del molde, donde se formará una pequeña capa de metal sólido. Durante el enfriamiento del metal líquido, la capa de metal sólido formada en el molde comenzará a crecer. La rapidez de crecimiento se debe a dos condiciones. En el borde de la pieza, donde hay una mayor área superficial que permite una transferencia de calor más severa hacia el molde, la rapidez de solidificación será mayor. En el alimentador donde la masa del mismo provee mayor calor, y dondela transferencia de calor al molde se reduce en el ángulo interno de la unión alimentador/pieza, la rapidez de formación de metal sólido en la intercara metal líquido molde será menor. Esta combinación del efecto del borde de la pieza y el efecto del alimentador promoverá la solidificación direccional. Figura 1.1. Solidificación progresiva y direccional en un alimentador. Si se puede conservar el patrón de solidificación (tipo cuña) siempre estará disponible un canal de metal líquido a través de su progreso hacia el alimentador. Sin embargo, si las paredes paralelas que solidifican progresivamente y se comienzan a encontrar en el centro, el movimiento del metal líquido que es alimentado se verá interrumpido o será restringido culminando en una contracción o rechupe en el centro de la pieza. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 14 Tipo de solidificación. La habilidad de promover una solidificación direccional sustancial dependerá en gran manera en el tipo de solidificación que presente la aleación. Las aleaciones se pueden clasificar en tres tipos con base en sus rangos de solidificación (desde la temperatura que comienza la solidificación hasta la última gota de líquido que pasa a sólido): De rango corto: intervalo líquidus-solidus menor a 50°C De rango intermedio: intervalo va desde 50°C hasta 100°C De rango largo: el intervalo liquidus/solidus es mayor a 110°C Figura 1.2. Solidificación en una aleación de rango corto. Adicionalmente las aleaciones que presentan una solidificación equiaxial también pueden comenzar a solidificar a través del líquido, formando regiones pastosas que consisten en islas de sólido con microestructura equiaxial. Estas islas pueden bloquear las vías de suministro de metal líquido provocando que estas aleaciones sean difíciles de alimentar. Para contrarrestar esta tendencia las regiones que solidifiquen de manera equiaxial deben de ser diseñadas para que posean gradientes térmicos pequeños, esto es, que sean térmicamente neutras. De esta manera la masa térmica en esta región debe de ser esparcida y distribuida uniformemente a través de la región. Esto provocará que la contracción sea distribuida como poros microscópicos en toda la pieza. Aunque la idea de tener Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 15 poros microscópicos en la pieza es desconcertante, el efecto sobre las propiedades mecánicas es minimizado por el tamaño pequeño y por la distribución uniforme de los poros. 1.2 Contracción por solidificación. A continuación se explican los tipos de contracción que ocurren al momento de vaciar el metal líquido en moldes de arena y se ilustra en la Fig. 1.3. 1. Contracción líquida. El líquido aumenta su densidad conforme se enfría. Sin embargo, esta contracción térmica en el estado líquido no es tan grande comparada con la contracción de solidificación pero sin embargo debe ser tomada en cuenta para el diseño del sistema de alimentación. 2. Contracción por solidificación. El problema principal es la contracción durante la solidificación. Esto es alrededor de 3% para los aceros, pero más de 6% para las aleaciones de aluminio. Esta es la contracción que se requiere ser provista por un sistema de alimentación. La acción del alimentador consiste simplemente en proporcionar metal líquido para compensar la contracción de la pieza. 3. Contracción sólida. La contracción en el estado sólido es tomada en cuenta por el modelista al elaborar las placas modelo para que la pieza al enfriarse a temperatura ambiente tenga las dimensiones requeridas. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 16 Figura1.3. Ilustración esquemática de los tres regímenes de contracción: líquida, por solidificación y sólida. 1.3 Defectos por contracción. La calidad de una pieza dependerá del control del flujo constante de metal líquido hacia la región que solidifica para alimentar el déficit de masa que resulta de la contracción por solidificación. Al no alimentar este déficit de masa se producirán defectos por contracción. Ya que el término es un poco ambiguo se presentará la clasificación de defectos que se observa en la figura 1.4. Los defectos por contracción que son abiertos a la atmósfera (también conocidos como rechupes) son consecuencia de la contracción del metal al enfriarse desde el estado líquido durante la solidificación. Los defectos de contracción cerrados se correlacionan con la nucleación de poros y con la presencia de bicapas, por lo tanto parecen depender de la cantidad de impurezas y del gas disuelto en el metal. Las bicapas de óxido son defectos provocados por el atrapamiento o encapsulamiento de la escoria formada durante la colada. En resumen, las cavidades por contracción son controladas solo por la contracción del metal mientras que la porosidad es controlada por contracción metálica, nucleación de poros y crecimiento de bicapas. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 17 Figura 1.4. Definición de los defectos por contracción. 1.4 Sistemas de alimentación. Alimentación se refiere al proceso mediante el cual se hace llegar metal liquido, proveniente del alimentador, hacia la pieza o una zona de la pieza de tal manera que se compense la demanda de liquido provocada por la contracción (líquida y de solidificación) evitando en la zona alimentada, la formación de rechupes o cavidades causadas por esta contracción. Este proceso toma minutos o varias horas dependiendo del tamaño de la pieza. Resulta, por lo tanto, necesario introducir un sistema de alimentación ya que el metal sólido ocupa menor volumen que el líquido así que la diferencia se debe de obtener de algún lado. Esta contracción durante el enfriamiento y la solidificación es una consecuencia del cambio de densidad del liquido provocada por su enfriamiento y del cambio de densidad del líquido al sólido debido al cambio de estructura hacia un arreglo más compacto, ya que el líquido posee una estructura que asemeja un conglomerado aleatorio de átomos, comparado con el sólido, el cual posee un empacamiento más denso y regular en una estructura conocida como red cristalina. El problema principal en el cual concentraremos nuestra atención será en la contracción liquida y por solidificación. Se necesita de metal adicional para Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 18 compensar esta contracción y normalmente se utiliza una reserva extra de metal líquido. Esta reserva de metal está contenida en el alimentador, cuya acción consiste en alimentar de metal líquido a la pieza para compensar la contracción líquida y por solidificación. Es importante notar que el sistema de colada debe reforzar o, al menos, no afectar negativamente el funcionamiento del sistema de alimentación. Ambos sistemas poseen distintos roles: el primero busca llenar con metal líquido la impresión de la pieza de interés que se encuentra en el molde y el segundo busca proveer de metal líquido a la pieza para compensar los cambios de volumen que esta presenta durante su enfriamiento y solidificación. La pregunta principal que nos debemos hacer al momento de diseño de sistemas de alimentación es: ¿Se requiere de un alimentador? Es una pregunta muy importante ya que si se utiliza un alimentador mal diseñado solo provocaría pérdida de dinero y de materia prima o provocaría defectos en las piezas. La siguiente pregunta a responder es: ¿qué tan grande debe ser? Existe un tamaño óptimo.La figura 1.5 (a) ilustra una sección de un alimentador en una placa en la cual toda la contracción se concentró en el alimentador. Este es el resultado que esperamos. No obstante, alcanzar esto no es muy sencillo, y la figura 2.b, c y d muestran las complicaciones que provocan los distintos tipos de comportamientos durante la contracción sólida que presentan diferentes aleaciones. El aluminio puro y la aleación Al-12Si poseen rango corto de solidificación, y en contraste con la aleación Al-5Mg el cual posee un rango largo de solidificación. Algunos puntos de complejidad real serán resaltados a continuación: (i) La aleación que contiene Mg en la figura 1.5 (b) contendrá microporosidad fina y dispersa la cual actúa como reductor de la aparente contracción por solidificación. (ii) La forma complicada del tubo en la aleación Al-12Si refleja la presencia de capas de óxido grandes que se introdujeron durante la colada del metal. Estos defectos planares fragmentan tanto el flujo de calor así como el flujo másico en el alimentador, y el rango corto de solidificación Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 19 y la tensión superficial conspiran para redondear las cavidades en los volúmenes separados del líquido. Adicionalmente el óxido, junto con la corteza solidificada en la superficie superior del alimentador también tiene algo de fuerza y rigidez, por lo tanto, complicará el colapso del tope del alimentador e influenciará la forma de la contracción, expandiéndose gradualmente hacia abajo. Estos efectos son razones adicionales para considerar un 20% como factor de seguridad durante el cálculo del tamaño de alimentadores. Figura 1.5. Sección transversal de: (a) una placa simple con toda la contracción ubicada en el alimentador; (b) 99.5Al; (c) Al-12Si, (d)Al-5Mg; (e) radiografía de un alimentador de Al-12Si. La alimentación de aleaciones de acero debe de proceder de manera simétrica. El primer paso consiste en representar la pieza en componentes simples y considerarlos como barras. Al representar la pieza como barras nos permitirá calcular los módulos de solidificación. El módulo de solidificación es el concepto más utilizado y preciso para calcular las dimensiones de alimentadores y se detalla a continuación. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 20 1.5 Metodología de cálculo de sistemas de alimentación. El diseño de sistemas de alimentación está basado en el cumplimiento de tres reglas las cuales se explican a continuación. 1. La regla de los módulos de enfriamiento: el alimentador debe poseer las dimensiones que le permitan solidificar después que ha terminado de solidificar la pieza de interés para concentrar la contracción por solidificación en el alimentador obteniendo una pieza sin defectos o rechupes. Para tal efecto el modulo del alimentados deberá ser mayor al de la pieza o sección de la pieza a la cual está conectado (Ma=1.2Mp). 2. La regla de las contracciones: El volumen de los alimentadores (Va) debe ser mayor a la demanda liquida de la pieza obtenible del producto de un factor k’ que define si el alimentador es normal (k’=6) o con chaqueta exotérmica (k’=2-4) multiplicado por la contracción r=R/100 y por el volumen de la pieza o sección de la pieza que alimenta. 3. La regla de los radios de acción. El alimentador proveerá de metal líquido a toda la pieza, si se excede la distancia de alimentación la pieza contendrá porosidades en las zonas más alejadas del alimentador donde no se pudo cubrir la demanda de metal líquido. Cuando se diseña un sistema de alimentación también se deben responder las siguientes preguntas: ¿Dónde ubicar al o a los alimentadores? ¿Qué dimensiones deben tener? ¿Cuántos se requieren para garantizar que se alimenta la contracción liquida y de solidificación de la pieza? ¿Cómo es la unión entre alimentadores y pieza? Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 21 En la siguiente sección se introducirá paso a paso en el cálculo de alimentadores y los conceptos teóricos que engloba cada paso. 1.7 Solidificación en moldes de arena. El próximo análisis se aplica cuando el metal solidifica en moldes de arena, es decir, cuando la resistencia predominante al flujo de calor se encuentra en el molde mismo por ejemplo, cuando el molde se fabrica de yeso, zirconio granulado, mullita o varios otros materiales que son malos conductores de calor. Considérese el metal puro líquido sin sobrecalentamiento el cual es vaciado sobre la pared plana de un molde construido con un conductor pobre de calor. La Fig. 1.6 muestra la distribución de temperaturas en el metal y en el molde en un determinado tiempo durante la solidificación. Figura 1.6. Distribución de temperaturas durante la solidificación de un metal en un molde de arena. Debido a que toda la resistencia al flujo de calor se encuentra exclusivamente en el molde, la temperatura superficial del molde Ts es casi similar a la temperatura del metal TM. Esto significa que durante el enfriamiento la caída de temperatura a través del metal solidificado es muy baja, y en la intercara metal-molde se mantendrá una temperatura constante Ts≈TM. Bajo estas condiciones la historia térmica en el molde está dada por la ecuación 1 (la solución para un sólido semi infinito): Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 22 − − = 2√ ó 1 Donde x es la distancia dentro del molde, α es la difusividad térmica, y es la temperatura incicial uniforme (usualmente T0 es la temperatura ambiente). El uso de esta ecuación implica que el molde es los suficientemente ancho para satisfacer la condición a la frontera T(∞,t)=T0 es decir que la temperatura exterior del molde no se verá afectada. En la práctica, este requerimiento es alcanzado ya que la zona del molde afectada por el calor se contiene en una capa de arena de tan solo un cuarto del grosor de la pieza de colada. El interés principal no es la historia térmica del molde, sino la rapidez a la cual se extrae calor del metal que está solidificando, lo que al final nos llevará a la determinación del tiempo total de solidificación. La ecuación 1 se utiliza para obtener la cantidad de calor que fluye hacia el molde, y esta cantidad de calor debe igualar el calor latente que evoluciona durante la solidificación. El flux de calor hacia el molde sigue de la ecuación 1: | = − = ( − ) √ ó 2 Recordando que = reescribimos la ecuación 2 como sigue: | = √ ( − ) ó 3 El producto representa la habilidad del molde de absorber calor a una cierta razón y se conoce como difusividad térmica. La razón a la cual el calor latente evoluciona por unidad de área puede ser escrito como: ó 4 Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 23 donde es la densidad del metal que solidifica, es el calor latente de fusión del metal, y M es el grosor de metal solidificado. Igualando la ecuación 3 con la ecuación 4 nos da la razón a la cual la intercara avanza hacia el líquido: = ( − ) √ ó 5 La integración se hace con los límites: M = 0 en t = 0 Ecuación 6.a Y M = M en t = t Ecuación 6.b = 2 √ − √ ó 7 Por lo tanto podemos ver que la cantidad de material solidificado depende de ciertascaracterísticas del metal y de la difusividad de calor del molde ( ). 1.7 Regla de Chvorinov (Regla de los módulos) El enfriamiento desde una pared plana de un molde, como se discutió anteriormente, no es un problema común enfrentado por los ingenieros. Resulta más importante evaluar el tiempo de solidificación en formas complejas, en los cuales el contorno de la pared del molde influye en cierta medida en el tiempo de solidificación. Como una primera aproximación, tales efectos son ignorados por que la zona calentada en el molde es poco profunda, y la diferencia en el flujo de calor entre una pared plana del molde y una pared redondeada es baja. Por tanto, Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 24 visualizaremos que el área superficial del molde tiene una capacidad de absorber una cierta cantidad de calor en un tiempo determinado no importando su contorno. Por lo que generalizaremos la ecuación 3 para todos los contornos, y para un área superficial conocida A, el molde absorberá una cierta cantidad de calor Q en un tiempo t: = | = ( − ) √ √ = ( ) √ √ ó 8 Para una pieza de fundición de volumen V solidifique completamente, todo su calor latente debe ser extraido, por lo que, el calor latente total extraido Q es: = ó 9 Las ecuaciones 8 y 9 se igualan para obtener el tiempo de solidificación para una pieza en términos de su razón volumen a superficie. = ó 10 Donde ≡ 4 − 1 La ecuación 10 es conocida como regla de Chvorinov y se denomina a C como constante de Chvorinov. Nos permite comparar los tiempos de solidificación de piezas con diferentes formas y tamaños. La relación funciona mejor para geometrías en las cuales el material de moldeo no se satura de calor, tales como en las esquinas internas o en los corazones. El éxito de esta relación radica en que el material de moldeo absorba la misma cantidad de calor por unidad de área expuesta al metal. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 25 El concepto de módulo de solidificación fue desarrollado por Wlodawer para realizar cálculos prácticos de alimentadores al eliminar la necesidad de calcular el tiempo de solidificación determinando simplemente los tiempos relativos de solidificación de la pieza y del alimentador simplificando la regla de Chvorinov a: ~ La razón volumen/área de la pieza se conoce como módulo de solidificación: = Donde Vc es el volumen de la pieza o sección y ,Ac, es el área de transferencia de calor. El tiempo de solidificación del alimentador y de la pieza será proporcional a su módulo de solidificación, y si el módulo del alimentador, Ma, es los suficientemente grande, se cumplirá la regla de los módulos. Para cumplir la regla de los módulos, se debe cumplir la siguiente relación: = 1.2 ∗ Para otras aleaciones,incluyendo varias aleaciones de aluminio y aleaciones base cobre, se cumplirá la regla de los módulos con la razón Ma/Mp = 1.2:1. Para los hierros grises y los hierros dúctiles, dependiendo del carbón equivalente, la razón Ma/Mp puede variar entre 0.8:1-1.2:1 ya que el alimentador solo proveerá de metal líquido durante algunos momentos durante la solidificación de la pieza. Si se posee una pieza compleja se deberá seccionar en formas simples (prismas, codos. etc) y se calcula el módulo de cada pieza sección Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 26 Figura 1.7. Seccionamiento de una pieza compleja. Si se trabaja con barras se podrá representar el módulo geométrico como: = ó 11 Figura 1.8. Módulo geométrico de una barra infinita. Donde S es el área de sección transversal de la barra, y P es el perímetro de la sección. Una vez que se tiene el módulo geométrico se deberá convertir a módulo de enfriamiento el cual es un módulo simplificado en términos de las distancias térmicas. El espesor equivalente (e’) nos permitirá representar cualquier pieza o sección de la pieza como un prisma envolvente representado por tres dimensiones: x, (distancia perpendicular a la distancia de alimentación), a (es la superficie de alimentación ) y b (espesor de la pieza). Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 27 = ∗ ∗ 2 + 2 + ó 12 Figura 1.9. Cálculo de módulos y explicación de las dimensiones x,a y b. Las partes se dividirán en elementos constituyentes que pueden ser clasificados en componentes principales, uniones entre estos y apéndices. Cada elemento tendrá un tiempo local de solidificación caracterizado por un espesor equivalente local. Los puntos calientes (sección que posee el mayor módulo de solidificación) pueden ser representados como círculos cuyo diámetro es igual a su espesor equivalente (ϕ=e’). rodeados de otros elementos con espesores equivalentes menores. En el caso de uniones, la saturación térmica de la arena presente en los angulos de arena o en corazones rodeados de metal se toma en cuenta incluyendo el uso de los factores de forma correspondientes. El módulo de enfriamiento es: ’ = ó 13 Donde M’ es el módulo de enfriamiento, es el factor de forma determinado experimentalmente (se observa en el gráfico 1) y Mp es el módulo de geométrico del elemento elemento considerado.Una vez que se obtiene el módulo de enfriamiento, este se relaciona con un espesor equivalente (e’) que correspondería hipotéticamente al espesor de una placa infinita que solidificaría en el mismo tiempo que el elemento en cuestión: Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 28 = 2 = 2 ó 14 El módulo de enfriamiento nos permitira obtener el espesor equivalente mediante el uso de factores de forma que se muestran en el anexo en la tabla 2. Con base en el espesor equivalente del metal y del espesor del corazón de arena se corregirá el espesor equivalente como una función del factor de forma por efecto del corazón que se muestra en la gráfica 1 en el anexo. = ′ ó 15 La ubicación del alimentador (es) dependerá de la pieza de trabajo, podrá ser por encima de la pieza, por el canto superior o por el canto lateral de la pieza además se obtendrá el valor del diámetro y de la altura utilizado el valor de e’ corregido y el valor de k con base en la Fig. 1.10. que se muestra a continuación: Figura 1.10. Determinación de la constante de alimentación para obtener el diámetro y la altura del alimentador. (*El punto caliente elegido para la ubicación del alimentador es el más importante para determinar el sentido de alimentación) Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 29 Con la determinación del diámetro del alimentador con base en su ubicación respecto a la pieza (D0) se calculará la altura del alimentador utilizando = ∗ ó 16 = 1.5 ó 17 En el diseño también se toma en cuenta la unión entre alimentador y pieza lo que se conoce como cuello y sus dimensiones se calculan utilizando la Fig. 1.11 y la tabla 3 que se muestra en el anexo. El diseño de los cuellos de los alimentadores se basa en la siguientefigura: Figura 1.11. Calculo del cuello del alimentador. Y utilizando la tabla 3 que se muestra en el anexo se encontrarán las dimensiones del cuello. 1.8 Regla de las contracciones. Una vez calculados los cuellos se tiene que el alimentador cumplirá la regla de las módulos. Falta analizar el cumplimiento, en la pieza bajo estudio, de las otras dos reglas (contracciones y de los radios de acción). A continuación se ejemplificará este procedimiento faltante en el caso de una pieza simple, un cubo con 10 cm de lado. Se calculará el alimentador y su cuello y se verificará el cumplimiento de las dos reglas restantes. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 30 Figura 1.12. Cubo para demostrar el cumplimiento de la regla de las contracciones y la regla de los radios de acción. Para que el alimentador cumpla la regla de las contracciones se tiene que cumplir: > ó 18 Donde es el volumen del alimentador, k’ es la constante de contracción del alimentador y es función del tipo de alimentador, r es la contracción del alimentador y se calcula con = /100, el valor de R se obtiene de la tabla 2 que se muestra en el anexo y depende del sobrecalentamiento y es el volumen de la pieza. Para aceros de bajo carbono (% ≤ 0.3%) y con un sobrecalentamiento de ∆ = 100° el valor de R = 5.5, el volumen del cubo es de 1000cm3 y el valor de K’ para una alimentador normal abierto es de 6 y sustituyendo los valores en la ecuación 18 se tiene: = 6 5.5 100 1000 = 330 Y se calcula que para un alimentador sobre el canto para un cubo que el D0=7.7cm, una altura de 11.5cm, volumen de 535.5cm y este volumen es mayor Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 31 que el requerido de 330cm3 por lo que se cumple la regla de las contracciones en para el cubo mostrado en la Fig. 1.12. 1.9 Regla de los radios de acción. El concepto de radios de acción implica la naturaleza de aleación (en cuanto al rango de solidificación) así como la geometría de la pieza. Las aleaciones con un rango largo de solidificación (TL-TS>110°C) que solidifican en granos equaxiales, depende enormemente de una alimentación semisólida interdendrítica. Esto implica que la rapidez de alimentación deberá ser lenta y se presentarán varias dificultades al alimentar las secciones de la pieza y la resistencia al flujo será relativamente alta. Las aleaciones con rango corto de solidificación (TL-TS<50°C) que presentan una estructura columnar, depende de una alimentación líquida por lo que su rapidez de alimentación es alta. La geometría local del volumen que solidifica también puede afectar significativamente el radio de acción. Considérese la placa que solidifica que se muestra en la figura 1.13.(a) No hay gradientes térmicos a lo largo de la placa por lo que el calor solo se conduce de manera perpendicular a los lados de la placa. Los frentes de solidificación paralelos se desplazarán desde la pared del molde hasta el centro de la pieza. El flujo de metal líquido es restringido gradualmente, ya que, la alimentación líquida es reemplazada gradualmente por alimentación interdendrítica. Eventualmente el canal de alimentación se cerrará y aparecerá porosidad, conocida como contracción central dispersa, entre las dendritas. En el caso de una cuña que solidifica, (figura 1.13.(b), existirá un gradiente térmico severo entre el borde y el centro de la pieza. La alimentación líquida será posible hasta el final de la solidificación. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 32 Figura 1.13. a) Solidificación tipo placa que presenta frentes de solidificación paralelos y b) Solidificación tipo cuña que presenta frentes de solidificación convergentes. Considérese ahora el caso de la pieza con forma de L que se presenta en la Fig. 1.14 En las esquinas de la pieza podrá ocurrir flujo de calor ya sea convergente o divergente. Cuando el flujo de calor sea divergente la solidificación ocurrirá a una mayor rapidez ya que el calor se perderá de manera más veloz. En el caso de flujo de calor convergente será lo contrario, menor rapidez de solidificación, ya que se formarán puntos calientes. Del análisis de la Fig. 1.14 se puede observar que en el extremo de la placa, así como en el fondo del alimentador, se promoverá una solidificación tipo cuña como se mostró anteriormente. Por lo tanto, en estas regiones no aparecerán defectos de contracción dispersa. La pieza presenta un efecto de borde y un efecto de alimentador, respectivamente. En la sección larga, la parte horizontal de la pieza, los frentes de solidificación paralela convergen hacia el centro de la placa, y se espera que ocurra una contracción dipersa central. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 33 Figura 1.14. Solidificación direccional (progresiva), en una pieza con forma de L, que resulta del gradiente severo de temperaturas entre el borde de la pieza y el alimentador. También se muestra en la Fig. 1.14 el perfil de temperaturas a un tiempo durante la solidificación. En esta figura se puede ver que se asocian gradientes severos tanto al efecto de borde así como al efecto del alimentador, mientras que ocurre un gradiente ligero en la región plana de la pieza donde se esperaría encontrar contracción central o porosidad. Debido a esto se aplica un criterio que intenta predecir la posición de la contracción central incluyendo en la formulación el gradiente térmico. Finalmente se debe de aplicar presión suficiente al metal líquido para distribuirlo desde al alimentador hasta la última región que solidifica. Así como la aleación específica afecta el radio de acción de un alimentador, también la configuración de la sección impondrá un límite o mejorará la distancia de alimentación. Si se considera un alimentador que alimenta una pieza con forma de aro por encima de la misma, el alimentador seguramente no podrá proveer de Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 34 metal líquido a toda la pieza, en otro caso si se corta la pieza a la mitad se tiene que existirán dos bordes en contacto con arena por lo que esta pequeña contribución ayudará a mejorar la distancia de alimentación y ayudando a cumplir la regla de los radios de acción, si a esto le añadimos un pequeño enfriador por debajo de la pieza se tiene el sistema óptimo para cumplir la regla de los radios de acción. En el presente trabajo se utilizó el gráfico 2 mostrado en el anexo el cual muestra la correlación entre el espesor de la barra equivalente y los radios de acción de diversas aleaciones metálicas. Para comprobar la regla de los radios de acción se utilizará el cubo de 10cm de lado, se tiene un espesor de barra equivalente de 10cm lo que equivale a 100mm, y un acero de bajo carbono con efecto de borde (E) se tiene un radio de acción de más de 300mm de acuerdo con la gráfica 2, mostrada en el anexo, por lo que el alimentador cumplirá con la regla de los radios de acción. 1.10 Metodología de cálculo de sistemas de colada. La manufactura de piezas de colada de buena calidad depende tanto del sistema de alimentación así como del correcto diseño del sistema de colada. Esta no es una tarea trivial, ya que el número de Reynolds para las aleaciones de colada se encuentran por encima los 2000, lo que indica un flujo turbulento. Tradicionalmente el diseño de sistemas de colada se basa en dos leyes fundamentales: la ley de continuidad y el teorema de Bernoulli.Se puede derivar una simple ecuación analítica para la ley de continuidad a partir de la conservación de masa, asumiendo flujo constante en un sistema con paredes incompresibles. La masa que entra al sistema es igual a la masa que sale del sistema por lo que: = ∗ ∗ = ∗ ∗ ó 19 Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 35 Donde m es la masa, A es la sección transversal del sistema y B es la velocidad promedio calculada normal a la sección transversal. Si se asume que el flujo es incompresible (ρ=0) la ecuación de continuidad da: = ∗ ∗ = ∗ ∗ = . ó 20 Donde Q es el flujo volumétrico. La forma diferencial de esta ecuación que se mantiene para flujo estable e inestable es la ecuación de conservación. El teorema de Bernoulli propone que la energía total de la unidad másica del fluido es constante a través del sistema, esto es, energía potencial + presión + energía cinética + fricción= constante o: ∗ ℎ + + (2 ) + = ó 21 Donde h es la altura metalostática, P es la presión externa (atmosférica, metalostática, presión aplicada) y Ef es la fricción. La secuencia de cálculos en el diseño de un sistema de colada involucra los siguientes pasos: Establecer el tiempo óptimo de llenado del molde. Calcular el área de estrangulamiento. Seleccionar el escalonamiento o la relación de colada. El tiempo de llenado se calcula con ecuaciones empíricas que se pueden expresar de manera general como: = ñ ∙ Donde la ktamaño es un factor que depende de la sección o del peso de la pieza y de la naturaleza del molde, mpieza es la masa de metal líquido que será vaciado y n es un coeficiente. El factor y el coeficiente en esta ecuación son valores empíricos disponibles en tablas o gráficos dentro de la literatura. El área de estrangulamiento es el área que restringe a mayor medida la rapidez de vaciado. Para calcular el área de estrangulamiento primero se necesita expresar el Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 36 tiempo de llenado del molde como función del área. Esto dependerá de la posición de la pieza respecto a la línea de partición el molde ya sea por encima de la línea de partición, por debajo o mixto. El tiempo de llenado será mayor si una mayor sección de la pieza se encuentra en el cope (por encima de la línea de partición) debido a una reducida presión aplicada. Si el área de estrangulamiento se encuentra en la base de la bajada y la pieza se encuentra en el drag, el tiempo de colada se calcula como: = = = 2 ℎ ó 22 Donde V es el volumen de metal a vaciar en moldes, A es el área de estrangulamiento y C es el coeficiente de descarga del sistema de colada. Cuando se ignora la fricción dentro del sistema C=1. Por lo que el área de estrangulamiento se calcula como: = 2 ℎ ó 23 El siguiente paso consiste en la selección de la relación de colada, la cual es la razón entre el área de la bajada, los corredores y los ataque, esto es: : : Basado en los valores relativos de estos tres componentes, los sistemas de colada se pueden clasificar en dos categorías: (i) sistemas presurizados con > > Donde el metal entra al molde a alta velocidad; y (ii) sistemas no presurizados con: < < En los cuales los corredores no se llenan por completo y puede ocurrir turbulencia y atrapamientos de aire. Algunos ejemplos típicos de relaciones de colada son: Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 37 para el acero [1:2:1.5 o 1:3:3] para el hierro gris [1:4:4] para hierro dúctil [4:8:3] para aluminios [1:2:4]. Un correcto cálculo del sistema de colada no garantizará una pieza libre de defectos, aún así el correcto diseño puede contribuir significativamente a la reducción del problema. Desafortunadamente la calidad del diseño es proporcional a la experiencia del diseñador. La simulación del llenado a través de modelado numérico puede ayudar a optimizar los diseños, ya que permiten una visualización del llenado del molde y corrección de problemas locales a través del rediseño. El diseño de sistemas de colada se complica aún más debido a la susceptibilidad a la oxidación de las aleaciones metálicas. Campbell introdujo el concepto de capas dobladas de óxido (bicapas) que es el doblamiento de una capa oxidada superficial dentro de la masa de metal líquido. Las superficies secas externas de la capa oxidada se oponen durante la acción del doblamiento, entran en contacto pero no se unen. Por lo que se forma una grieta en el líquido. La estabilidad de óxidos, nitruros y otros compuestos es tal que las bicapas permanecen suspendidas dentro del metal fundido por largos periodos. Por lo que, de acuerdo a Campbells la mayoría de las aleaciones metalúrgicas son suspensiones de bicapas. Campbells desarrolló las 10 reglas de la colada las cuales se relacionan con la dinámica de fluidos durante el llenado del molde y son las siguientes: Buena calidad del metal líquido durante la fundición. Prevenir daño del frente líquido: La velocidad máxima del menisco<0.5m/seg. Evitar el llenado en caída. Evitar que el metal líquido se detenga: el líquido no se debe detener en ningún punto, progresando solo hacia arriba en un avance continuo. Evitar el daño por burbujas: Las burbujas de aire atrapado por el sistema de llenado no debe pasar a través del metal líquido hacia la cavidad del molde. El diseño de la bajada y el corredor para llenar en un paso y posiblemente utilizar filtros cerámicos y trampas de burbujas. Evitar el uso de pozos. Evitar los core blows: las burbujas que emanen de la desgasificación de los corazones no deben de pasar a través del líquido hacia la cavidad del molde. Controlar la desgasificación de los corazones. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 38 Evitar el daño por convección: evitar los remolinos convectivos en la geometría de la pieza. Todo lo anterior son generalidades para el cálculo de sistemas de colada, la metodología de cálculo que se utilizó es la descrita por el método francés la cual indica la siguiente metodología: 1ª Considerar la pieza y su impresión (orientación en el molde) - Calcular el volumen en m3. - Considerar el espesor de referencia y su posición en la caja de moldeo. El cálculo del volumen total es la suma del volumen del sistema de alimentación más el volumen de la pieza. El espesor de referencia es el grosor de arena (5 cm) que se debe considerar para evitar perforaciones del molde durante el llenado, también se refiere a la posición de la pieza respecto a la línea de partición del molde y respecto al área efectiva, la mayoría de los moldes ya están dimensionados lo que resta por hacer es calcular el área efectiva la cual es el área disponible para colocar la pieza así como su sistema de colada dentro del molde. 2ª Definir el modo de alimentación y la ruta de solidificación (en función de la forma de la pieza y de la naturaleza de la aleación) - Modo de alimentación a través del sistema de colada de la pieza ya sea en fuente o en caída. - Diseñar la forma de los ataques, ya sean gruesos o delgados. - Trazar esquemáticamente la ruta de solidificación. - Considerar la altura metalostática (Hi, Hf). El modo de llenado de la pieza o modo de alimentación se refiere a la posición de la pieza respecto a la línea de partición del molde, si la pieza se llena en fuente significa que la pieza se encuentra por encima de la línea de partición y si se llena en caída la piezase diseña por debajo de la línea de partición. La elección del modo de llenado depende de la susceptibilidad de la aleación a la oxidación, el llenado en fuente es recomendado para aleaciones fácilmente oxidables. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 39 La ruta de solidificación implica los cálculos de los módulos de solidificación de las diversas secciones de la pieza, la solidificación comienza desde la sección con un menor módulo hasta la sección que posea el mayor módulo de solidificación. Como se ha visto el módulo de solidificación se simplifica como: = La altura metalostática efectiva se define cuando la pieza se encuentra por encima de la línea de partición y es la altura de metal líquido que es suministrado a la pieza y la altura disminuye conforme se llena la pieza como se muestra con la letra H en la figura 1.15. Se calcula con la siguiente ecuación: = + 2 Ecuación 24 Figura 1.15. Llenado en fuente y determinación de las alturas necesarias para el cálculo (Hi es la altura que alcanza el metal durante el llenado, H es la altura metalostática efectiva y Hf es la altura final) 3ª Fijar el escalonamiento del sistema (Relación de colada) - Aleaciones susceptibles al oxígeno en estado líquido. - Corredores uniformes o decrecientes. - Impresión frágil o no. - Uso de sistemas de atrapado de escorias si es necesario. El escalonamiento en función de la susceptibilidad a la oxidación de una aleación es la siguiente: Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 40 : ó 25 Donde Sd es la sección transversal de la bajada inferior, Sc es la sección transversal del corredor y Sa es la suma de la sección transversal de los ataques. Para aleaciones no oxidables se prefiere utilizar sistemas con corredores de sección transversal constante [1:2:1] o sistemas con corredores de sección transversal decreciente [1:1:1] Para aleaciones oxidables se utiliza: 1: : ó 26 4ª Seleccionar el tiempo de llenado del molde, en función de: - Con base en la temperatura del liquidus (Tl) de la aleación. - El tiempo crítico (Tg) de aparición de defectos en moldes de arena por exposición a la radiación del metal líquido. La temperatura de liquidus se obtiene utilizando el cálculo del espesor o módulo representativo y, utilizando el gráfico 3, se relacionará ya se el módulo equivalente o el espesor de placa equivalente y dependiendo del tipo de aleación, así como del sobrecalentamiento, se obtendrá el tiempo de liquidus que es el tiempo en que comenzará a solidificar el metal líquido; el tiempo de llenado del molde debe de ser menor a el tiempo de liquidus ya que, de lo contrario, los corredores podrían solidificar antes y se detendría el llenado del molde. Para calcular el tiempo de llenado (Tr) se deben cumplir las siguientes relaciones: Si el modo de llenado es en fuente: ≤ Si el modo de llenado es en caída o mixto: ≤ 2 − 3 Y para ambos casos < Tg representa el tiempo crítico de aparición de defectos superficiales en moldes de arena por exposición a la radiación del metal líquido y se determina utilizando la tabla 7. Con el tiempo de llenado determinado se puede calcular el área de estrangulamiento utilizando: = = ∗ 2 = ∗ 2 ∗ √ ó 27 Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 41 En este caso H=Heff por lo que de la ecuación 23: = + 2 Y queda: = 2 + 2 ó 28 Lo que en los siguientes pasos se utilizará para despejar Sd y obtener el área inferior de la bajada. 5ª Determinar el coeficiente de descarga del sistema (B) - -De acuerdo al escalonamiento y de la ruta, a partir del cálculo de la longitud efectiva (m); calculo de B. El cálculo del coeficiente de descarga implica las pérdidas de energía por fricción dentro del sistema. Se determina utilizando la siguiente fórmula para una relación de colada 1:1:1 [ ] = ℎ + + 0.3 ó 29 Y para una relación de colada de 1:2:1 se utiliza: [ ] = ℎ + + 0.3 4 ó 30 Donde hd es la altura de la bajada sin tina de colada, L0 es la distancia entre la bajada y el primer ataque y LC es la distancia entre la mitad del primer ataque y la mitad del segundo ataque; lo anterior se ilustra en la Fig. 1.16. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 42 Figura 1.16. Tipos de sistema de colada, corredores con sección uniforme. Las pérdidas por fricción o coeficiente de descarga se obtienen de las tablas 5 y 6 y se incluyen dentro del cálculo del área de estrangulamiento o Sd como se muestra a continuación: = = 2 + 2 ∗ 1 ó 31. Y resolviendo para Sd en el caso que el modo de llenado sea en fuente: = 2 ∗ 2 + ó 31. Y para llenado en caída se utiliza: = ∗ √ ∗ 1 2 ó 31. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 43 6ª Determinar las secciones del sistema. - Realizar el cálculo del área inferior de la bajada Sd en cm2 la cual es la sección de referencia a partir de la cual serán deducidas las otras secciones en función del escalonamiento. Se debe añadir un factor de seguridad a la parte superior de la bajada añadiendo un 20% de las dimensiones de la bajada inferior: 1.2 Sd. Para ilustrar lo anterior se realizará el cálculo del sistema de colada para el cubo utilizado al final de la sección de alimentadores. Se utilizará una caja de moldeo cuyas dimensiones son: 35.5cm de altura, 50cm de longitud y 40cm de ancho como se muestra a continuación: Figura 1.17 Dimensiones de la caja de moldeo. Debido a que la caja de moldeo es relativamente grande, para aprovechar el espacio se diseñará el sistema de colada para dos cubos dentro del molde. Para facilitar la muestra de los cálculos se presentará el modelo final de la pieza dentro del molde y se explicará paso a paso lo requerido para calcular cada dimensión dentro del molde. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 44 Figura 1.18. Vista isométrica del diseño terminado. Figura 1.19.Dimensiones del diseño del sistema de colada para dos cubos de 10cm de lado. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 45 Figura 1.20. Vista lateral y dimensiones del sistema de colada. 1.- Considerar la pieza y su impresión. Como se puede ver en la figura 1.10.2 el diseño del sistema consiste en dos cubos dentro del molde lo que deja espacio suficiente a los lados para evitar perforaciones en la arena. El volumen total del sistema es: 10 [ ] + 10 [ ] = 2000 2.- Definir el modo de alimentación y la ruta de solidificación (en función de la forma de la pieza y de la naturaleza de la aleación). La pieza se llenará en modo de fuente para reducir la oxidación del metal y para evitar arrastres de arena que ocasionaría un llenado en caída o un llenado mixto, el posicionamiento de la pieza respecto a la línea de partición se muestra en la Fig. 1.20. y se observa que el ataque se encuentra por encima del corredor para permitir que se llene de metal líquido antes de que comience a llenar la pieza. El módulo de solidificación para un cubo de 10cmde lado es: Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 46 = = 6 = 6 = 10 6 = 1.66 Y relacionando el módulo con el espesor de placa equivalente queda: = 2 → = 2 = 1.66 ∗ 2 = 3.33 El espesor de placa equivalente se utiliza para calcular el tiempo de liquidus de la aleación utilizando el gráfico 3 que se muestra en el anexo en función del sobrecalentamiento y del espesor equivalente pero esto se realiza más adelante. 3.- Fijar el escalonamiento del sistema (Relación de colada). Para facilitar el cálculo la relación de colada será: 1:1:1 y se utilizará la ecuación 25. 4.- Seleccionar el tiempo de llenado del molde. Se determina primero utilizando el gráfico 3 el tiempo de liquidus para un acero de bajo carbono con un sobrecalentamiento de 100°c y es de 18 segundos, sin embargo también se debe evitar una sobreexposición de la arena al metal líquido por lo que el valor del tiempo de liquidus se ajusta al tiempo crítico de aparición de defectos superficiales en moldes de arena como se ve en la tabla 7. Para un molde de arena con grano fino el tiempo crítico es de 5s por lo que el tiempo de llenado del molde debe ser menor a 5 segundos. 5.- Determinar el coeficiente de descarga del sistema (B) Se utilizó una relación de colada 1:1:1 se determina con la ecuación: [ ] = ℎ + + 0.3 ℎ = 17.75 / = 8.3 / = 0 = 0.1775 + 0.083 = 0.2605 Comparando este valor con la tabla 5 se determina que el valor del coeficiente de descarga es: = 1.8 + .15 = 1.95 6.- Determinar las secciones del sistema. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 47 Primero se calcula el área inferior de la bajada y utilizando la relación de colada se determinarán las dimensiones de los corredores y de los ataques. Para los cálculos se utilizarán las unidades cgs de cada valor. Se sustituyen los valores correspondientes en la ecuación 31.b para llenado en fuente y se obtiene: = 2(2000 ) 5 ∗ 1.95 2 980 √17.75 + √7.75 = 5.03 El diámetro inferior por lo tanto será: 5.03 = → = 5.03 → = 1.27 → = 2 = 2.54 El diámetro superior es: 1.2 = 1.2(2.54 ) = 2.76 Se tiene que para el método francés: : = 1 → = 5.03 Se toma en cuenta el factor de fricción: = 5.03 ∗ = 5.03 ∗ 1.2 = 6.04 Como son dos corredores: 2 = 6.04 2 = 3.02 Lo que nos da el área de cada corredor, y para un corredor rectangular las dimensiones propuestas se muestran en la Fig. 1.21. Figura 1.21. Dimensiones de los corredores. Y utilizando el área de un rectángulo y lo propuesto en la figura 1.21. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 48 = ∗ 3 → = 3 = 3.02 3 = 1 → 3 = 3 Para los ataques se utiliza la misma relación: : → = 1 = 3.02 Y se proponen ataques rectangulares con las dimensiones mostradas en la Fig. 1.22. Figura 1.22. Dimensiones de los ataques. Se tiene que el área es: = ∗ 4 = 4 → = 4 = 3.02 4 = 0.87 4 = 4(0.87 ) = 3.48 Y se tienen todas las dimensiones del sistema de colada. En el siguiente capítulo se detallará una metodología simple para digitalizar lo obtenido en esta sección. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 49 Capítulo II Empleo de software CAD y CFD para la simulación del llenado, enfriamiento y solidificación de piezas coladas en moldes de arena. En este capítulo se muestran los aspectos principales asociados con la implementación de un caso bajo estudio específico y se realizará la simulación del llenado del molde y de la solidificación de la pieza; al final se analizará la formación de defectos y el manejo de resultados utilizando como herramientas software CAD y CFD. Inicialmente se parte del diseño propuesto, en el capítulo anterior, un cubo de 10 cm de lado Fig.12 y se procede a elaborar el modelo tridimensional del conjunto: pieza, sistema de colada y sistema de alimentación empleando software CAD. Se discute previamente las características del software empleado y se muestra paso a paso la digitalización del modelo tridimensional. Posteriormente el modelo elaborado es ingresado en el software CFD en donde se realiza lo necesario para implementar la simulación del llenado, enfriamiento y solidificación de la pieza. Se mencionan los aspectos importantes asociados con el software y se explica a detalle cada paso en la implementación de la simulación. Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 50 2.1 Principios básicos de SolidWorks. Se modelarán las piezas del trabajo utilizando SolidWorks lo cual nos ayudará a visualizar los sistemas de colada incluidos sus sistemas de alimentación y se necesitarán los modelos para leerlos en el software CFD. El software de automatización de diseño mecánico de SolidWorks es una herramienta de diseño de modelado sólido paramétrica y basada en operaciones que aprovecha la facilidad de aprendizaje de la interfaz gráfica de usuario de Windows. Se pueden crear modelos sólidos en 3D totalmente asociativos con o sin restricciones mientras utiliza al mismo tiempo las relaciones automáticas o definidas por el usuario para capturar la intención del diseño, los términos más importantes se explican a continuación. Basado en operaciones. Del mismo modo que un ensamblaje está compuesto por una serie de piezas individuales, un modelo de SolidWorks también está compuesto por elementos individuales. Dichos elementos se denominan operaciones. Cuando se crea un modelo utilizando SolidWorks, se trabaja con operaciones geométricas inteligentes y fáciles de entender, como salientes, cortes, taladros, nervios, redondeos, chaflanes y ángulos de salida. A medida que se crean estas operaciones, las mismas se aplican directamente a la pieza con la que está trabajando. Las operaciones se pueden clasificar como croquizadas o aplicadas. Operaciones croquizadas: son las que se basan en un croquis en 2D. Generalmente, ese croquis se transforma en un sólido mediante extrusión, rotación, barrido o recubrimiento. Operaciones aplicadas: son las que se crean directamente en el modelo sólido. Los redondeos y los chaflanes son ejemplos de este tipo de operación. SolidWorks utiliza representaciones gráficas para mostrar la estructura basada en operaciones del modelo en una ventana especial denominada Gestor de diseño Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/) http://www.novapdf.com/ http://www.novapdf.com/ 51 del FeatureManager. El gestor de diseño del FeatureManager no sólo muestra la secuencia en la que se han creado las operaciones, sino que también le facilita el acceso a toda la información relacionada subyacente. Paramétrico. Las cotas y las relaciones utilizadas para crear una operación se capturan y se almacenan en el modelo. Debido a esto no sólo es posible la captura de la intención del modelo, sino que también se pueden realizar de manera rápida y sencilla cambios en el modelo. Cotas conductoras: son cotas utilizadas al crear una operación. Incluyen las cotas relacionadas con la geometría de croquis, así como las relacionadas con la operación en sí. Una operación como un saliente cilíndrico sería un ejemplo simple de ello. El diámetro del croquis controla el diámetro del saliente. La profundidad a la que se realizó la extrusión del círculo cuando se realizó la operación controla la altura del saliente. Relaciones: incluyen información del tipo paralelismo, tangencia y concentricidad. Históricamente, este tipo de información
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