Appunti di Tecnologia Meccanica - Ingegneria Gestionale UNIPI, Appunti di Tecnologia Meccanica

Scarica Appunti di Tecnologia Meccanica - Ingegneria Gestionale UNIPI e più Appunti in PDF di Tecnologia Meccanica solo su Docsity! Tecnologia Meccanica a cura di Lenzi D. Contents 1 Principi fondamentali del processo di taglio 3 1.1 Taglio ortogonale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3 1.2 Aspetti termici del taglio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4 1.3 Taglio obliquo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5 2 Geometria dell’utensile monotagliente 8 2.1 Effetti degli angoli sul processo di taglio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9 2.2 Microgeometria superficiale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12 2.3 Controllo del truciolo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13 2.4 Fenomeni di usura degli utensili . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14 3 Ottimizzazione dei processi per asportazione di truciolo 17 4 Studio dei materiali 18 4.1 Classificazione dei materiali . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18 4.2 Struttura dei metalli . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22 4.3 Proprietà meccaniche dei materiali . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25 5 Macchine utensili manuali 31 5.1 Tornio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31 5.2 Trapano . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32 5.3 Fresatrice universale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33 5.4 Alesatrice . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34 5.5 Stozzatrice . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36 5.6 Piallatrice e limatrice . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37 5.7 Rettificatrice . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37 6 Ciclo di lavorazione 39 6.1 Informazioni di partenza . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39 6.2 Scelta dei processi di lavorazione e della sequenza delle fasi . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40 6.3 Scelta della sequenza delle operazioni . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40 6.4 Scelta degli utensili . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40 6.5 Scelta dei parametri di taglio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41 6.6 Calcolo dei tempi e dei costi . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41 6.7 Accorgimenti per esame . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42 6.8 Rugosità delle lavorazioni . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42 7 Tornitura 43 7.1 Tornitura cilindrica esterna . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43 7.2 Tornitura piana esterna (sfacciatura) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43 7.3 Tornitura di superfici a forma complessa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44 7.4 Tornitura interna . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44 7.5 Filettature . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44 7.6 Troncatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45 7.7 Zigrinatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45 7.8 Gole . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45 7.9 Spallamenti . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45 1 8 Lavorazione dei fori 46 8.1 Angoli di spoglia superiore ed inferiore . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47 8.2 Centratura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48 8.3 Allargatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49 8.4 Alesatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49 8.5 Rullatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50 8.6 Maschiatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50 8.7 Tracciatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51 8.8 Altri utensili per foratura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51 9 Fresatura 52 9.1 Fresa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52 9.2 Modalità di asportazione del truciolo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54 10 Lavorazioni a moto di taglio rettilineo 58 10.1 Limatura e piallatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58 10.2 Stozzatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58 10.3 Brocciatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58 11 Rettifica 60 11.1 Mola . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61 11.2 Parametri di taglio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62 12 Fabbricazione per fusione 63 12.1 Progettazione del modello . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63 12.2 Solidificazione dei getti . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66 12.3 Sistema di colata . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69 12.4 Tecniche di fusione in forma transitoria . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71 12.5 Tecniche di fusione in forma permanente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73 12.6 Design for manufacturing . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74 13 Lavorazioni per deformazione plastica 77 13.1 Criteri di plasticità . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 79 13.2 Tecniche di studio dei processi di deformazione plastica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 80 13.3 Laminazione . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82 13.4 Fucinatura e stampaggio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87 13.5 Ricalcatura ed elettroricalcatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93 13.6 Estrusione e trafilatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94 13.7 Lavorazione delle lamiere . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 97 14 Processi di saldatura e taglio 102 14.1 Saldatura con gas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102 14.2 Saldatura ad arco elettrico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104 14.3 Procedimento TIG (Tungsten Inert Gas) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106 14.4 Saldatura al plasma . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107 14.5 Procedimenti MIG (Metal Inert Gas) e MAG (Metal Active Gas) . . . . . . . . . . . . . . . . . . 108 14.6 Saldatura in arco sommerso . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109 14.7 Saldature per resistenza elettrica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 110 14.8 Brasatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111 14.9 Effetti termici della saldatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112 2 Tagliente di riporto: fenomeno termico legato alle condizioni di attrito adesivo presenti sul petto dell’utensile. Questo causa un accumulo di metallo sul tagliente originando una struttura con convessità sempre maggiore e rivolta verso l’alto, la quale ostacola il processo di taglio e causa un peggioramento della qualità superficiale del pezzo. Problema che si presenta a causa di velocità di taglio v⃗t troppo basse, che impediscono il corretto scorrimento del truciolo, oppure a causa di eccessive temperature durante il taglio, causa risolvibile impiegando sistemi di raffreddamento e/o lubrificanti. 1.3 Taglio obliquo Processo di taglio in cui la superficie lavorata viene realizzata grazie ai seguenti moti: • Moto di taglio: rotatorio intorno all’asse xx, posseduto dal pezzo. • Moto di alimentazione: rettilineo continuo e parallelo all’asse xx, posseduto dall’utensile. • Moto di appostamento: rettilineo e perpendicolare all’asse xx, posseduto dall’utensile. In ogni utensile vi sono due taglienti raccordati da un raccordo circolare la cui microgeometria superficiale è di tipo elicoidale con profilo funzione della partecipazione del tagliente secondario e del raggio di raccordo: 5 • Sezione reale: sezione del truciolo dopo il distacco dal pezzo in lavorazione, quindi deformata dal processo di taglio, presenta un maggior spessore s1 e talvolta anche modificazioni di larghezza l1 a causa del flusso laterale: Sr = s1l1 • Sezione teorica: espressa dal prodotto dell’avanzamento per la profondità di passata: S = ap • Sezione equivalente: area del parallelogramma di lato pari alla larghezza del truciolo equivalente le, ossia la larghezza del profilo dell’utensile in presa col materiale in lavorazione, ed altezza pari allo spessore del truciolo equivalente se: Se = sele Mentre la larghezza del truciolo equivalente le può essere dedotta in funzione del profilo dell’utensile impegnato nel taglio, il valore dello spessore del truciolo equivalente se è dato dal rapporto tra sezione teorica del truciolo e larghezza del truciolo equivalente: se = S le = ap le Forza di taglio Decomposta in tre componenti il cui valore è funzione del materiale lavorato, della geometria dell’utensile e dei parametri di taglio: • F⃗x = forza di resistenza all’avanzamento [N] • F⃗y = forza di repulsione [N] • F⃗z = forza principale di taglio [N] Si studia l’andamento della forza principale di taglio F⃗z in funzione della velocità di taglio v⃗t, andamento che si può ritrovare, sebbene più appiattito, anche per le forze F⃗x ed F⃗y. Questo è poi seguito da quello delle tre forze in funzione dell’angolo di spoglia superiore γ e dell’angolo del tagliente principale ψ: 6 NOTA: la riduzione delle forze di taglio corrispondente all’aumento dell’angolo γ è dato dal fatto che con un angolo γ positivo si facilita l’ingresso della lama nel pezzo assottigliando l’utensile, a discapito però della sua durata. Oltre ad essere funzione della velocità di taglio v⃗t, la forza principale di taglio F⃗z è funzione della sezione di truciolo S asportata durante il processo di taglio. Difatti è calcolabile tramite la pressione di taglio pt, a sua volta ricavabile, secondo Kronenberg, in funzione della pressione specifica di taglio ps definita, sempre secondo Kronenberg, come: S = ap { ps = 2, 4R0,454 m β0,666 Acciai ps = 0, 9HB0,4β0,666 Ghise pt = psS − 1 n F⃗z = ptS P = F⃗z v⃗t 60 · 103 • p = profondità di passata [mm] • a = avanzamento [mm/giro] • S = sezione di truciolo [mm2] • ps = pressione specifica di taglio [N/mm2] • β = angolo di taglio • HB = durezza Brinell della ghisa [N/mm2] • Rm = resistenza a trazione dell’acciaio [N/mm2] • pt = pressione di taglio [N/mm2] • n = costante funzione del materiale • F⃗z = forza principale di taglio [N] • v⃗t = velocità di taglio [m/min] • P = potenza di taglio [kW] 7 Dalla figura si nota anche che all’aumentare dell’angolo α corrisponde una riduzione della sezione resistente, di traccia S̄S ′ , dell’utensile alla pressione di taglio derivante dalla sollecitazione del truciolo, riduzione che però assoggetta l’utensile ad un maggior rischio di rottura. L’angolo di spoglia inferiore principale è quindi funzione del tipo di materiale in lavorazione, nel senso che quanto maggiore è la pressione di taglio tanto maggiore dovrà essere la sezione resistente dello spigolo tagliente, ottenibile con piccoli valori dell’angolo α. Angolo di spoglia superiore (γ) Determina, con l’angolo di inclinazione del tagliente principale λ, la posizione del petto dell’utensile rispetto alla superficie di riferimento ed influenza direttamente la formazione del truciolo e numerosi parametri di taglio. Difatti all’aumentare di γ si ha una riduzione della deformazione prodotta, delle forze necessarie per produrla e dell’attrito di scorrimento del truciolo sul petto dell’utensile. Riduzioni che comportano un calo della potenza assorbita nel taglio e della temperatura di taglio inferiore all’interfaccia truciolo-utensile, fenomeno che permette di aumentare i parametri di taglio per alti γ. Un utensile con γ negativo risulta più robusto, robustezza che però è sfavorevole alla lavorazione per taglio perchè il truciolo tende ad andare verso l’alto. Inoltre con un angolo negativo l’utensile tende a lavorare per compressione mentre con γ positivo questo tende a strappare il materiale. Angolo del tagliente principale (Ψ) Influenza le componenti della forza di taglio, angolo con cui si identificano tre casi d’uso di utensili con diversi angoli del tagliente principale Ψ: { Ψ = 0 F⃗y = 0 Ψ ̸= 0 F⃗y ̸= 0 10 a) Finitura: Ψ = 0 b) Sgrossatura: Ψ > 0 c) Esecuzione dello spallamento: Ψ < 0 Aumentando l’angolo Ψ si ha il vantaggio di sollecitare meno l’utensile poichè la stessa forza di taglio graverà sulla parte dell’utensile più resistente. Le relazioni che legano l’angolo Ψ con gli altri parametri caratteristici di un’operazione di taglio sono deducibili dalla seguente figura, difatti esaminando i triangoli OAE ed OCD si ricavano le seguenti relazioni: s = a cosΨ l = p cosΨ • s = spessore del truciolo [mm] • a = avanzamento [mm/giro] • l = larghezza del truciolo [mm] • p = profondità di passata [mm] Angolo di inclinazione del tagliente principale (λ) Influenza la robustezza della punta dell’utensile e, insieme all’angolo Ψ, orienta il deflusso del truciolo dei materiali che danno luogo alla trasformazione di truciolo continuo: • Caso 1: (Ψ = 0;λ ̸= 0): 11 • Caso 2: (Ψ = 0;λ = 0) • Caso 3: (Ψ = 45;λ ̸= 0): NOTA: un utensile a trazione ha angolo λ positivo mentre un utensile a compressione possiede λ negativo. 2.2 Microgeometria superficiale La rugosità teorica è espressa dall’indice della rugosità totale teorica R∗ t rappresentante l’altezza delle irregolarità superficiali: R∗ t = 4R∗ a = µ2 2r = a Cotg(χ) + Cotg(χ′) R∗ a = µ2 8r = R∗ t 4 • R∗ t = rugosità totale teorica [µm] • R∗ a = rugosità media teorica [µm] • χ = angolo di registrazione del tagliente princi- pale • χ′ = angolo di registrazione del tagliente secon- dario • r = raggio di raccordo sull’utensile [mm] • µ = coefficiente di attrito. Si studiano poi due casi differenziati esclusivamente dalla presenza del raggio di raccordo sulla punta dell’utensile: • Assenza di r: R∗ a = 2 a ·Area EFG R∗ t = 4R∗ a 12 NOTA: l’utensile si usura sempre sul fianco perchè striscia con la parte lavorata. NOTA: l’usura in cratere si manifesta sempre laddove si ha la zona di massimo riscaldamento e quindi di massima usura. L’usura del petto si manifesta come una cavità, detta cratere di usura, mentre il labbro di usura può interessare, oltre al fianco principale ed al raggio di raccordo tra taglienti, anche il fianco secondario. La rappresentazione quantitativa di queste due forme di usura richiede il rilevamento di tre grandezze: • VB = larghezza del labbro di usura sul fianco principale, variabile in funzione del tempo di taglio dell’utensile t: 15 Per velocità maggiori si hanno usure più rapide perchè al crescere della velocità si registra un aumento della temperatura, direttamente proporzionale all’usura. • KT = profondità del cratere sulla faccia dell’utensile, variabile con il tempo di taglio t: • KM = distanza del punto medio del cratere dallo spigolo tagliente originale, indipendente dal tempo di taglio t ma variabile in funzione della velocità di taglio vt e dell’avanzamento a: Per stabilire oggettivamente la durata dell’utensile occorre fissare dei criteri di usura: • Limiti sulla rugosità superficiale del pezzo. • Limiti di tolleranza dimensionale. • Limite di usura massima sul petto dell’utensile (KT/KM < 0, 1) • Limite di usura massima sul fianco (V B < 0, 3mm) Si definisce quindi la relazione di Taylor generalizzata, la quale lega la velocità di taglio alla durata dell’utensile, tenendo conto anche dell’avanzamento e della profondità di passata, in alternativa riscrivibile in funzione della temperatura: v⃗t = v⃗1 ⇐⇒  n = cost. ampr = 1 T = 1min v⃗tT nampr = v⃗1 v⃗tT n = v⃗1 θT k = θ1 • v⃗t = velocità di taglio [m/min] • v⃗1 = velocità specifica di taglio [m/min] • θ = temperatura iniziale [°C] • θ1 = temperatura specifica di taglio, funzione es- clusiva del materiale dell’utensile e del materiale in lavorazione [°C] • T = durata del tagliente dell’utensile [min] • a = avanzamento [mm/giro] • p = profondità di passata [mm] • n; m; r = costanti dipendenti dal materiale uten- sile e del materiale lavorato. • k = coefficiente di durata dell’utensile, funzione del materiale dell’utensile e del materiale lavo- rato. 16 3 Ottimizzazione dei processi per asportazione di truciolo Quando si ottimizza una lavorazione si ricerca la massimizzazione della produzione e la minimizzazione del costo di lavorazione, il problema dell’ottimizzazione si può quindi ricondurre all’impostazione di un’espressione analitica del costo totale di lavorazione CT : CT = Cptp + Cptl + Cp tu Pt + Cut Pt Pt = T tl • CT = costo totale di lavorazione [euro] • Cp = costi della postazione [euro] • Cut = costo dell’utensile relativo alla durata del tagliente [euro] • Pt = numero di pezzi realizzati in T. • T = durata del tagliente [min] • tu = tempo per cambio utensile [min] • tp = tempo passivo [min] • tl = tempo di lavorazione [min] Studiando l’andamento della curva di costo totale CT in funzione della velocità di taglio vt si ricava la velocità di taglio economica ve, la quale può variare anche in funzione dell’avanzamento a e della profondità di passata p, si sceglie quindi la velocità corrispondente ai valori massimi compatibili con i limiti tecnologici. Analizzando l’andamento del tempo totale di lavorazione tt al variare della velocità di taglio vt si ricava la velocità di taglio di massima produzione vp: Combinando le velocità ricavate minimizzando tempi e costi di lavorazione si ricava un intervallo di velocità accettabili [ve; vp] , dal quale possiamo scegliere la velocità di taglio operativa che quindi ottimizzerà, sebbene con un grado minore, sia il costo che il tempo di lavorazione. 17 • Gruppo P: oltre al WC ed al cobalto sono presenti in percentuali non trascurabili il TiC, il TaC ed il NbC. Utilizzati per la lavorazione di acciai al carbonio, inossidabili, ghise a truciolo lungo e di tutti quei materiali per i quali si possono usare alte velocità di taglio e grandi sezioni di truciolo. • Gruppo N: alluminio. • Gruppo S: superleghe. • Gruppo H: acciai temprati. NOTA: all’interno di ciascun gruppo i carburi metallici sinterizzati sono individuati con numeri distintivi da 01 a 50, corrispondenti alla resistenza all’usura ed alla tenacità. Materiali ceramici Essenzialmente costituiti da Al2O3 (allumina), anche con tenori superiori del 99%, miscelata con ossidi metallici, per lo più di cromo e di silicio. Solitamente impiegati per la lavorazione di materiali di durezza molto elevata e caratterizzati da elevata resistenza a compressione, craterizzazione ed usura della superficie di spoglia inferiore e da refratterietà e fragilità superiore a quella dei carburi sinterizzati. Cermets (Ceramic Metals) Ottenuti sinterizzando una componente ceramica, solitamente Al2O3, ed una componente metallica, per lo più carburi metallici di cromo, molibdeno e vanadio fino al 40%, caratterizzati da tenacità, derivante dalla matrice metallica, e da refratterietà e resistenza all’usura, tipica del componente ceramico. Diamante Materiale più duro fra quelli conosciuti in natura, famoso anche per mantenere questa sua caratteristica fino ad alte temperature. Il suo uso come monocristallo è però limitato dall’estrema fragilità della sua struttura, che consente di asportare solo trucioli di piccole dimensioni su materiali non ferrosi, si ottengono quindi risultati migliori utilizzando il diamante policristallino (PCD). 20 Altri materiali • Nitruro di boro policristallino: possiede un’elevatissima durezza, inferiore solo al diamante, ed è chimicamente inattivo quindi può essere impiegato per la lavorazione di materiali ferrosi. Viene fornito sotto forma di placchette, è riaffilabile con utensili diamantati ed è adatto alla lavorazione di materiali con durezze a partire da 45 HRC. • Boruri metallici: realizzati con boruri di titanio, zirconio, molibdeno o nichel ed uniscono ad un’elevata durezza caratteristiche quali un alto modulo di elasticità, una buona resistenza all’usura ed un costo inferiore ai carburi. • Coronite: nome commerciale assegnato ad un materiale sinterizzato di elevata durezza, composto per circa il 50% da nitruro di titanio a grana fine, inserito uniformemente in una matrice di acciaio trattato termicamente. Unisce quindi la tenacità propria degli acciai rapidi con la resistenza all’usura tipica dei carburi metallici sinterizzati. Leghe metalliche Formate aggiungendo altri elementi ad un metallo, processo alla fine del quale si possono avere due fasi distinte: NOTA: nel caso della fase a dx è preferibile testare la durezza con una sferetta metallica invece che con una punta perchè, utilizzando la sfera, si ha un’impronta più grande riducendo il rischio di trovare solo una delle due tipologie di cristalli di lega formati. Si analizzano quindi le curve di raffreddamento dei metalli puri ed il diagramma di fase delle leghe metalliche, in cui si nota che nelle leghe non vi è un punto di solidificazione, bens̀ı si ha un intervallo in cui si ha un mix di lega liquida e solida: 21 Si ha però un punto di stato, detto stato eutetico, in cui la lega si comporta come una materia pura, raggiungibile rispettando condizioni specifiche di composizione e temperatura: 4.2 Struttura dei metalli Si analizzano le proprietà ed i comportamenti dei metalli determinanti i motivi per cui un metallo sia preferito rispetto ad un altro, precisando che in fase di scelta si deve tenere conto anche degli aspetti economici: 22  Lavorazioni a freddo T/Tm < 0.3 Lavorazioni a tiepido T/Tm = {0.3; 0.5} Lavorazioni a caldo T/Tm > 0.6 • T = temperatura del materiale. • Tm = temperatura di fusione. 4.3 Proprietà meccaniche dei materiali Prova di trazione Permette di definire le meccaniche di un materiale attraverso una prova standardizzata in modo da garantire il confronto dei vari materiali con la stessa metrica. Questa è effettuata montando un provino di materiale su di una macchina, la quale andrà a stirare il provino ricavandone alcuni dati. Fino a certi valori di tensione σ il provino varierà solo di forma ma una volta superata la tensione limite, anche detta tensione di snervamento, si registreranno delle deformazioni plastiche. Procedimento illustrato in un grafico che relaziona la tensione applicata (true stress) σ con la deformazione (true strain) ϵ: 25 σ = P⃗ A0 ϵ = l − l0 l0 • σ = true stress [N/mm2] • P⃗ = carico applicato [N] • A0 = sezione iniziale [mm2] • ϵ = true strain • l0 = lunghezza iniziale [mm] • l = lunghezza istantanea [mm] Il tratto rettilineo visibile nel grafico indica il tratto entro il quale la deformazione è elastica, tratto in cui la tensione è calcolabile come: σ = Eϵ • E = elasticità [N/mm2] Tenacità: energia totale necessaria per portare a rottura un certo materiale, quindi analizziamo la curva che relazione la tensione e la deformazione evidenziando le due fasi di carico e scarico: Tenacità = ∫ l l0 σdϵ Per misurare la tensione applicata si utilizza la tensione σ, sebbene in alcuni casi si possa fare riferimento alla tensione reale, ossia alla sola tensione applicata P⃗ che ha un andamento sempre positivo fino all’interruzione della curva, ovvero fino al punto di rottura: In questo grafico si nota l’utilizzo della deformazione reale (true strain) le cui curve sono approssimabili come: 26 σ = Kϵn ϵ = ∫ l l0 dl l = ln l l0 • K = coefficiente di resistenza [N/mm2] • n = fattore di incrudimento. Analizzando la relazione tra temperatura e curve tensione-deformazione si nota che all’aumentare della temper- atura si ha un aumento della capacità di deformazione del pezzo, accompagnata da una riduzione della rigidezza quindi, a parità di forza, si ottengono deformazioni maggiori: Prova di torsione Verifica il comportamento del materiale rispetto allo scorrimento, ossia ad una forza di torsione: = γϕ • T⃗ = forza di torsione [N] • ϕ = angolo di torsione [rad] • γ = tensione alla deformazione a taglio [N/rad] • r = raggio medio [mm] • l = lunghezza [mm] • s = spessore minimo [mm] Prova di flessione Verifica il comportamento del materiale in risposta ad una forza P⃗ applicata in certi punti del materiale, prova attuabile applicando il carico in un solo punto del provino oppure su due punti diversi, quest’ultimo metodo risulta essere il più attendibile ed accurato dei due. Prova di durezza Sia la durezza la capacità del materiale di resistere a penetrazione, deformazione superficiale, graffio ed incisione, si studiano le metodologie con cui si può effettuare questa prova, precisando che ogni metodo viene applicato sulla stessa macchina, detta durometro, e secondo lo stesso procedimento, difatti, a prescindere dal carico applicato, il valore finale è ricavato in funzione dell’impronta lasciata sulla superficie del materiale dal penetratore utilizzato. 27 Prova di impatto Verifica la resistenza agli urti del materiale misurando la quota raggiunta da un pendolo dopo che questo ha rotto il provino, dalla quale si ricava l’energia residua e quindi, per differenza, l’energia richiesta per spaccare il provino: Material failures I pezzi si possono rompere in maniera: • Duttile: da duttilità, ossia la capacità di essere trasformati in fili, capacità che può variare in funzione della temperatura del materiale: • Fragile: materiale che invece di assottigliarsi tende a formare crepe in seguito a tensioni. Si illustra poi il processo evolutivo di una frattura, analogamente si analizza l’evoluzione delle inclusioni di un corpo esterno in un materiale: 30 5 Macchine utensili manuali Tutte le macchine utensili manuali esistenti hanno le seguenti caratteristiche: • Funzionamenti e risultati fortemente dipendenti dall’operatore. • Elevati tempi passivi, tra cui montaggio, smontaggio, cambio utensili etc... • Scarsa versatilità. • Costo relativamente basso rispetto ad una macchina a controllo numerico. 5.1 Tornio Classificabile in parallelo e verticale, quest’ultimo è impiegato per la realizzazione di pezzi di grandissime dimensioni quindi, visti i grandi diametri, non necessita grandi velocità di rotazione inoltre non si differenzia in alcun modo dai classici torni di misure inferiori, difatti il loro funzionamento è il medesimo. NOTA: contiene un accoppiamento vite-madrevite che permette di trasformare il moto rotatorio in moto traslatorio. Accoppiamento che però va usato il meno possibile in quanto provoca un’usura non omogenea, sebbene questo sistema risulti fondamentale quando si richiede la realizzazione di filettature. Il moto di taglio è posseduto dal pezzo in quanto viene messo in rotazione, mentre il montaggio del pezzo è solitamente tramite una piattaforma autocentrante, costituita da tre griffe poste a 120° cosi da fermare il pezzo garantendone la messa in asse: Utilizzabile per lavorazioni assialsimmetriche su pezzi assialsimmetrici e non, si evidenzia però che essa non è abbastanza precisa da garantire il soddisfacimento di una tolleranza specifica, come per esempio la tolleranza di concentricità. • Griffe tornibili: in cui si va a fare una lavorazione per cui le torniscono in modo da avere un raggio di curvatura simile al raggio di curvatura del pezzo. • Piattaforma a morsetti indipendenti: in cui ogni morsetto è indipendente dagli altri, permette quindi il bloccaggio di elementi eccentrici e/o irregolari. In alternativa si utilizza il sistema punta-contropunta con trascinatore, necessario per trasmettere il moto del mandrino al pezzo, oppure con un sistema brida-menabrida, in cui la trasmissione del moto è data dall’accoppiamento tra brida serrata al pezzo e menabrida serrata alla macchina: 31 • Trascinatore frontale: costituito da una punta per tenere fermo il pezzo e 3 coltelli che lo deformano, impiegato per trasmettere il moto del mandrino al pezzo. • Spina: specie di albero molto piccolo che viene infilato all’interno di un pezzo con geometria strana, bloccato attraverso un bullone. Lunetta mobile/fissa: attrezzatura impiegata per lavorare pezzi snelli, ossia pezzi il cui rapporto diametro/lunghezza è maggiore o uguale a 1:5, cosi da evitare deformazioni a causa dell’inflessione del pezzo durante la lavorazione, fenomeno funzione di: • Si riduce all’aumentare del diametro D del pezzo e della rigidezza del materiale. • Aumenta all’aumentare della lunghezza L del pezzo, della forza principale di taglio Fz e dell’elasticità del materiale. In particolare la lunetta mobile viene utilizzata nel caso di pezzi incapacitati a scorrere attraverso la lunetta fissa a causa della complessità del profilo. 5.2 Trapano • Trapano sensitivo: chiamato cosi perchè guidato manualmente e privo di cambio meccanico, aspetto che contribuisce ad abbassarne il costo. Risulta però una macchina colma di svantaggi e limiti, difatti realizza fori di bassa qualità incapaci di rispettare le tolleranze di posizione e, non garantendo elevate potenze, permette esclusivamente la realizzazione di fori di piccoli diametri (10/15 mm) • Trapano a montante: si differenzia dal precedente per la trasmissione motorizzata del moto di avanza- mento, inoltre il sistema vite-madrevite applicato alla tavola portapezzo ne permette il corretto sposta- mento, garantendo anche il rispetto delle misure progettuali: 32 Si illustrano quindi i possibili impieghi di un’alesatrice: • Alesatura con avanzamento del mandrino: • Alesatura con avanzamento del pezzo: • Alesatura con utensile su piattaforma: • Alesatura con barra d’alesatura: • Fresatura con fresa sul mandrino: • Fresatura con testa a squadra: 35 • Foratura: • Filettatura: caso in cui si necessita un sincronismo tra avanzamento del pezzo (a) e velocità di rotazione del mandrino (n) a = p • Filettatura esterna: a = p • Stozzatura con disposizione a stozzare: • Sfacciatura con avanzamento radiale dell’utensile: NOTA: non ha niente a che vedere con l’alesatore, utensile utilizzato per lavorazioni di altissima precisione, però ha un nome simile perchè ha la stessa capacità di effettuare lavorazioni di alta precisione. 5.5 Stozzatrice Macchina molto semplice, utilizzata per effettuare stozzature, ossia fori con profilo non circolare. 36 5.6 Piallatrice e limatrice Mentre nella piallatrice, macchina di grandi dimensioni, l’utensile sta fermo ed il pezzo da lavorare si muove grazie al moto della tavola portapezzi, nella limatrice, macchina nettamente più piccola, si verifica il caso esattamente opposto, difatti il pezzo sta fermo durante la lavorazione mentre il moto di taglio è fornito dallo slittone dove è montato l’utensile necessario. 5.7 Rettificatrice Macchina che, grazie alla testa portamola, permette l’utilizzo meccanizzato della mola, utensile utilizzato per rettificare le superfici di pezzi lavorati. NOTA: esistono abbastanza tipologie di mole da permettere la lavorazione di praticamente qualsiasi tipologia di superficie esistente, interna o esterna, curva o rettilinea che sia. La rettifica ha l’obiettivo di migliorare la qualità della finitura su di una superficie e la precisione dimensionale del pezzo lavorato. • Rettifica in tondo per esterni: • Rettifica conica esterna con rotazione della slitta orientabile: 37 6.2 Scelta dei processi di lavorazione e della sequenza delle fasi Dopo l’analisi del disegno dell’elemento si dovranno individuare le superfici da lavorare e, in base alla loro forma, posizione, precisione dimensionale e finitura superficiale, si dovranno ipotizzare i possibili processi di lavorazione da attuare: Si raggruppano quindi le superfici in modo da lavorarne il maggior numero possibile con il medesimo processo e, possibilmente, piazzamento: NOTA: si deve controllare l’esistenza di fori coassiali a superfici esterne eseguibili con tornitura. Una volta determinate le fasi si verificano i vincoli di precedenza tra di esse, la sequenza con cui si succedono deve quindi essere impostata affinchè si eseguano in primis le lavorazioni indispensabili per realizzare correttamente le successive. Si ipotizzano inoltre dei cicli alternativi con combinazioni diverse di macchine, comparandoli in base ai tempi ed ai costi di lavorazione. In particolare si dovrà accertare che la cadenza imposta possa essere rispettata oppure se risulta necessario acquistare nuove macchine. 6.3 Scelta della sequenza delle operazioni Per scegliere la sequenza delle operazioni nella stessa sottofase si devono considerare per prima cosa le ovvie regole riguardanti la stessa superficie, dopodichè occorre verificare l’esistenza di eventuali precedenze tra un’operazione e l’altra, solitamente dettate da esigenze economiche, dimensionali e/o tecnologiche. 6.4 Scelta degli utensili Scegliere un utensile idoneo al tipo di macchina impiegata ed alla superficie da realizzare significa determinare la geometria di taglio, il materiale del tagliente e la forma dello stelo o del porta utensile. In questa scelta subentrano anche problematiche di carattere economico e di disponibilità degli utensili in magazzino con un eventuale valutazione della possibilità di nuovi acquisti. 40 6.5 Scelta dei parametri di taglio Svolta per ottimizzare le operazioni previste nel ciclo minimizzando i costi totali di lavorazione e/o il tempo totale di lavorazione. 6.6 Calcolo dei tempi e dei costi I tempi necessari all’esecuzione di un ciclo di lavorazione possono essere classificati in: • Tempi attivi: durante i quali avviene il movimento relativo tra utensile e pezzo. • Tempi passivi: nei quali non avviene la lavorazione effettiva del pezzo. • Tempi di preparazione: relativi alle fasi di preparazione della macchina utensile ed al prelievo di eventuali utensili e/o strumenti di controllo. Ricavabili da tabelle predefinite applicando il metodo MTM: Si definisce quindi il tempo di lavorazione tl ed il tempo attivo ta per le lavorazioni di tornitura, foratura e frsatura: NOTA: la grandezza e è definita extracorsa, questa rappresenta la distanza percorsa dall’utensile in ingresso ed uscita dalla lavorazione, solitamente definita come: e ≈ L · 5% Infine si definisce l’MRR, ossia il tasso di asportazione di truciolo, grandezza valida per qualsiasi lavorazione e definita come: MRR = V ta • MMR = tasso di asportazione di truciolo [mm3/min] • V = volume asportato [mm3] • ta = tempo attivo [min] 41 va = an = azzn ta = L va tl = L+ e va • tl = tempo passivo [min] • va = velocità di avanzamento [mm/min] • a = avanzamento [mm/giro] • az = avanzamento per dente [mm/giro] • n = numero di giri [giri/min] • Ltornitura = lunghezza della superficie da tornire [mm] • Lforatura = profondità del foro [mm] • Lfresatura = lunghezza della superficie da fresare [mm] 6.7 Accorgimenti per esame • In caso di eventuali dubbi tra possibili lavorazioni alternative di una stessa superficie/insieme di superfici, scrivere tutto nelle note, evitando però di scrivere banalità. • Quando si deve realizzare una filettatura si deve stare attenti al suo diametro, difatti filettature di piccolo diametro, come per esempio una filettatura M10, non sono realizzabili al tornio, si dovrà quindi impiegare un maschio manuale, o automatico nel caso la macchina permetta l’inversione del moto per estrarre il maschio. • I fori la cui posizione è tollerata devono necessariamente essere effettuati alla fresatrice in quanto il trapano è privo di tavola portapezzo ad assi controllati. • I fori con diametro tollerato necessitano una lavorazione di alesatura, specialmente se la tolleranza è precisa al centesimo. 6.8 Rugosità delle lavorazioni Lavorazioni Grado di rugosità Ra (µm) Min Medio Max Alesatura 0,25 0,5-4 7 Alesatura con alesatore 0,2 0,4-1,5 3 Brocciatura 0,2 0,4-1,5 3 Fresatura 0,5 0,8-6 12 Lappatura 0,01 0,05-0,4 0,8 Limatura 0,6 0,8-6 12 Piallatura 1 4-10 18 Rettifica 0,025 0,1-1,5 6 Segatura - 5-18 - Stozzatura 2 4-8 10 Tornitura 0,5 0,8-6 12 Foratura 0,8 1,5- 12 42 Infine si precisa che l’inserto impiegato per la realizzazione delle filettature non è mai di geometria triangolare in quanto non riuscirebbe ad arrivare fino in fondo al profilo della filettatura. 7.6 Troncatura Operazione in cui l’alimentazione radiale dell’utensile è tale da tagliare completamente il pezzo lavorato, sepa- randolo dal resto della barra che quindi rimarrà serrata sulla macchina utensile. 7.7 Zigrinatura Processo di deformazione plastica a freddo svolto al tornio, con cui è possibile trasformare una superficie cilindrica liscia in una superficie adatta all’afferraggio manuale. Impiega utensili formati da due rulli con zigrinatura incrociata e montati su di un supporto idoneo, che vengono premuti contro la superficie cilindrica con un moto di alimentazione v⃗a parallelo all’asse di tornitura, cosi da imprimere la zigrinatura richiesta sulla superficie. 7.8 Gole Realizzate utilizzando un utensile con moto di alimentazione v⃗a perpendicolare all’asse di tornitura. 7.9 Spallamenti Realizzati dando all’utensile due moti distinti: uno perpendicolare al pezzo per rimuovere il sovrametallo ed uno parallelo ad esso per definire lo spallamento perfezionandone la superficie. 45 8 Lavorazione dei fori I moti caratteristici delle macchine su cui è possibile effettuare la lavorazione dei fori sono i seguenti: • Moto di taglio: rotatorio continuo e sempre posseduto dall’utensile. • Moto di avanzamento: rettilineo e può essere posseduto dall’utensile o dal pezzo, a seconda della macchina utilizzata. • Moto di appostamento: posseduto dal pezzo o dall’utensile e serve per far coincidere l’asse dell’utensile con quello del foro da eseguire, oltre che a portare l’utensile in vicinanza della superficie del pezzo. Si illustrano le tipologie di fori esistenti: a) Foro cilindrico senza tolleranze. b) Foro filettato. c) Foro cilindrico con tolleranza sul diametro. d) Foro conico. e) Foro cilindrico con svasatura cilindrica. f) Foro cilindrico con svasatura conica. Seguite dalle punte di trapano solitamente impiegate: 1) Punta ad elica con codolo cilindrico. 2) Punta ad elica con codolo conico, detto anche morse. Dalle immagini illustrate si notano poi parti caratteristiche della punta: • Codolo: centra l’utensile sulla macchina e trasmette la coppia di taglio. • Dente di trascinamento: migliora l’inserimento della punta e garantisce una corretta trasmissione della coppia. • Quadretti: sporgenze ai bordi diametralmente opposti della punta impiegate come appoggio alla parete del foro durante la foratura cosi da ridurre l’attrito generato. Quindi si evidenziano i taglienti di una punta ĀB e ĒC, seguiti da delle scanalature elicoidali necessarie per trasportare il truciolo verso l’esterno della punta anche se contribuiscono all’indebolimento strutturale dell’utensile. 46 I valori degli angoli ϕ e η vengono scelti quale risultato di un complesso compromesso tra varie esigenze: • Assicurare una componente di spinta contraria alla direzione di avanzamento, nonchè una sezione libera di passaggio tra le superfici delle scanalature elicoidali e le pareti del foro per l’evacuazione dei trucioli. • Garantire un valore dell’angolo di spoglia superiore γ per ogni tagliente adatto al materiale lavorato. • Conferire alla parte terminale della punta una resistenza meccanica adatta al materiale lavorato. • Permettere ai trucioli di avvilupparsi secondo un elicoide di diametro simile a quello delle scanalature elicoidali, in modo che la resistenza di attrito dei trucioli sulle pareti del foro sia minima. Dallo schema di una punta si nota anche che l’estremità della punta è piatta, vedi tratto C̄A, geometria giustificata dalle leggi della fisica secondo cui: ω⃗(r = 0) = v⃗r = 0 Infine si deve ricordare che durante la lavorazione la parte centrale della punta vibra causando la caratteristica bassa qualità delle attività di foratura al trapano. 8.1 Angoli di spoglia superiore ed inferiore Variano in funzione dell’inclinazione delle scanalature elicoidali, della geometria delle faccette di affilatura e dell’avanzamento della punta ad elica. Considerando un punto P del tagliente a distanza d/2 dall’asse e sviluppando in piano la sezione della punta con un cilindro di diametro d coassiale con la punta stessa, si nota che il punto P percorre un’elica generata dalla combinazione del moto rotatorio di taglio con quello rettilineo di alimentazione, con diametro d e passo p pari all’avanzamento impostato: Nel caso puramente ipotetico, di sola rotazione della punta con avanzamento nullo, gli angoli di spoglia superiore ed inferiore apparenti sarebbero quelli illustrati in figura. Ma dato che la punta avanza, oltre che ruotare, gli angoli γ ed α effettivi devono essere misurati rispetto alla tangente alla superficie lavorata ed alla sua normale, rispettivamente P̄C e ¯PD, quindi: 47 • Elica negativa: con cui l’utensile non tende ad avvitarsi, anzi risulta bloccato rigidamente alla macchina. Questi utensili possiedono molti più taglienti rispetto ad una classica punta per foratura ma di contro hanno una minore sporgenza, la quale comporta una sezione resistente maggiore. NOTA: l’alesatore non può lavorare su tutta la superficie interna di un foro cieco se questo è sprovvisto di una gola di scarico. 8.5 Rullatura Processo di deformazione plastica effettuato al trapano per modificare la superficie interna di un foro pre- eseguito. Questa non fa altro che schiacciare il materiale dall’interno verso l’esterno inducendo una tensione di pressione residua radiale, tradotta in pressione superficiale utile per evitare la formazione di crepe superficiali. 8.6 Maschiatura Processo che impiega il maschio per realizzare delle filettature all’interno di un foro, difatti questo utensile presenta sulla sua superficie il negativo della filettatura ricercata ed è solitamente impiegato insieme ad una serie di 3 giramaschi, utilizzati per rimuovere gradualmente il truciolo necessario. Lavorazione che può essere svolta sia a mano che a macchina, in quest’ultimo caso si necessita però una macchina in grado di fermare ed invertire il moto appena il maschio raggiunge la fine del foro. Maschio a rullare: utensile che non lavora per taglio bens̀ı per compressione, difatti ruotando realizza la filettatura nella superficie interna del foro per deformazione plastica data dalla forza di compressione esercitata dall’utensile. NOTA: le filettature realizzate per maschiatura risultano più resistenti di quelle ottenute tramite altre la- vorazioni perchè invece che tranciare le fibre, questa lavorazione le deforma facendo si che il materiale stesso prenda la forma del filetto. 50 8.7 Tracciatura Fondamentale per identificare la posizione dei fori sul pezzo: • Piano di riscontro: per la corretta misura della tracciatura. • Truschino: per effettuare il graffio. • Blocchetto a V: per tenere fermo il pezzo du- rante l’operazione. 8.8 Altri utensili per foratura 1) Punta doppia. 2) Punta a gradini. 3) Perforatore con inserti in carburi. 4) Punta ad elica con canali per fluido di taglio. NOTA: le punte ad elica sono costruite per deformazione plastica a caldo, ossia vengono create dritte e poi deformate per torsione fino a raggiungere la forma ad elica. 51 9 Fresatura Permette la realizzazione di superfici piane, scanalature di forma semplice e complessa a generatrici rettilinee, elicoidali e curvilinee, smussi, sede di linguette e chiavette ed il taglio di ruote dentate. I movimenti caratteristici di questa operazione sono i seguenti: • Moto di taglio: rotatorio continuo, posseduto dalla fresa e misurato dalla velocità di taglio v⃗t espressa in m/min. • Moto di alimentazione: rettilineo o curvilineo, posseduto dalla fresa o dal pezzo e misurato dall’avanzamento a in mm/giro. • Moto di appostamento: necessario per regolare lo spessore di soprametallo da asportare, posseduto dal pezzo o dall’utensile. 9.1 Fresa Utensile pluritagliente realizzato completamente in acciaio superrapido (HSS) oppure formato da un corpo in acciaio sul quale si fissano meccanicamente dei taglienti in carburi sinterizzati, quest’ultimi sono disposti su varie tipologie di superfici, in cui ogni dente è assimilabile ad un utensile monotagliente caratterizzato da un angolo di spoglia superiore (γ), spoglia inferiore (α) e taglio (β): I taglienti possono essere rettilinei o elicoidali, quest’ultimi sono preferibili per un’azione di taglio più graduale, mentre i denti della fresa possono essere: 1) Denti fresati o denti di sega: con angoli di affilatura e numero variabili in funzione dell’esecuzione: • Esecuzione N: denti numerosi per materiali di normale durezza (α ≈ 4/5; γ ≈ 5/10) • Esecuzione D: pochi denti robusti di tipo elicoidale a forte inclinazione per materiali duri (α ≈ 3/4; γ ≈ 3/8) • Esecuzione T: pochissimi denti per materiali teneri e forti velocità di taglio (α ≈ 6/8; γ ≈ 15/25) 2) Denti spogliati o a profilo costante: impiegati nelle frese per la realizzazione di scanalature con profilo invariabile con le successive affilature. Il cui fianco dei taglienti è profilato secondo archi di spirale logaritmica ed ogni dente conserva la medesima forma se sezionato con piani passanti per l’asse della fresa. Per questo motivo l’angolo γ è nullo e le successive affilature vengono eseguite sul petto conservando questa caratteristica, ciò porta ad una riduzione del diametro della fresa ma non rappresenta un inconveniente. Tuttavia la presenza di un angolo di spoglia superiore nullo comporta forze di taglio elevate e quindi avanzamenti limitati dalla resistenza meccanica del dente, traducibile in bassa produttività. 52 Frese a taglio periferico Caso in cui l’asse di rotazione della fresa è prallelo alla superrficie lavorata, il senso del moto di alimentazione può però essere discorde o concorde al senso di rotazione della fresa, occorre quindi distinguere i due casi: • Fresatura in opposizione: caso in cui la forma del truciolo è a virgola e la sezione varia tra un valore teorico nullo in corrispondenza dell’inizio dell’arco di contatto ed un valore corrispondente al valore dell’avanzamento per dente az. Causa minori sollecitazioni all’utensile ma comporta una peggiore qualità superficiale del pezzo. • Fresatura in concordanza: comporta vantaggi/svantaggi opposti alla fresatura in opposizione, genera quindi una migliore qualità superficiale a discapito di una maggiore sollecitazione dell’utensile. In conclusione si può affermare che la fresatura in concordanza, purchè eseguita su macchine a recupero auto- matico del gioco, è preferibile a quella in opposizione per la minore usura dei taglienti, per la maggiore stabilità del pezzo e per l’assenza di fenomeni di strisciamento del fianco del dente sulla superficie lavorata. Con riferimento alla figura si nota che lo spessore di truciolo s asportato in un’operazione di fresatura a taglio periferico varia radialemente all’interno dell’intervallo [0; smax]. La forza tangenziale massima Tmax relativa ad un dente in presa, nell’ipotesi semplificata di taglienti rettilinei e di arco di contatto circolare, può essere valutata come segue: smax = az sinϕ = v⃗a nz sinϕ • smax = spessore massimo di truciolo [mm] • v⃗a = velocità di avanzamento [mm/min] • z = numero di denti. • ϕ = Sempre dalla figura si ricava: ŌB = D 2 − p = D 2 cosϕ • D = diametro della fresa [mm] • p = profondità di passata [mm] cosϕ = 2 √ p D (1− p D ) ⇐⇒ { 1− p D ≈ 1 p << D −→ sinϕ ≈ 2 √ p D ←− smax = 2v⃗a nz √ p D 55 Quindi forza e potenza massima saranno: T⃗max = ptSmax Smax = smaxl Pmax = T⃗maxv⃗t 60 · 1.000 • T⃗max = forza tangenziale massima [N] • Pmax = potenza massima [kW] • pt = pressione specifica di taglio [N/mm2] • Smax = sezione massima di truciolo [mm2] • v⃗t = velocità di taglio [m/min] • v⃗a = velocità di avanzamento [mm/min] • l = larghezza di fresatura [mm] Infine si definiscono forze e potenze di taglio medie, ricordando che la potenza necessaria al moto di alimentazione è approssimabile a circa il 15% di quella richiesta dal moto di taglio: { T⃗m = T⃗max 2 Pm = Pmax 2 Pa ≈ 1, 15Pmax • T⃗m = forza di taglio media [N] • Pm = potenza di taglio media [kW] • Pa = potenza assorbita [kW] Frese a taglio frontale In questo caso l’asse di rotazione della fresa è normale alla superficie lavorata mentre ogni dente asporta un truciolo con spessore poco variabile tra il punto di ingresso A e quello di uscita C, infine la microgeometria superficiale, analogamente a ciò che avviene nella tornitura, dipende dagli angoli del profilo di ogni dente e dall’avanzamento per dente az. La risultante R della forza di taglio di ogni dente in presa può essere scomposta in una componente O, parallela alla direzione del moto di alimentazione, ed una V, ad esso perpendicolare. Se si desidera che O sia sempre rivolta in senso contrario a quello di avanzamento per evitare il distacco dei fianchi dei filetti, occorre fare in modo che l’arco di ingresso ĀB sia maggiore di quello di uscita B̄C, perciò è sufficiente che l’asse della fresa sia spostato rispetto all’asse del pezzo: Rispetto a quella periferica, la fresatura frontale vanta un maggior numero di denti contemporaneamente in presa, minori fluttuazioni delle forze di taglio, quindi minori vibrazioni, e la possibilità di lavorare con frese con inserti in carburo sinterizzato, quindi in condizioni di maggior produttività. 56 In questo caso la componente tangenziale della forza di taglio, ossia T⃗ , e la potenza di taglio P sono espresse come: S = azp zi = zθ 2π T⃗ = ptziS P = T⃗ v⃗t 60 · 103 • p = profondità di passata [mm] • S = sezione di taglio [mm2] • zi = numero di denti in presa. • z = numero di denti. • pt = pressione di taglio [N/mm2] • T⃗ = forza di taglio [N] • P = potenza di taglio [kW] • θ = angolo 57 11 Rettifica Svolta utilizzando una mola, utensile formato da grani, spazi vuoti ed un legante necessario per fare da collante ai grani dell’utensile, il quale riporta le seguenti caratteristiche: • Azione contemporanea dei grani abrasivi, assimilabili a piccoli utensili con geometria irregolare ed angolo di spoglia superiore γ generalmente negativo, che agiscono a velocità di taglio vt molto più elevate di quelle impiegate nelle altre lavorazioni. • Elevata temperatura nella zona di contatto. • Nella rettifica di acciai i microtrucioli prodotti ad alta temperatura reagiscono con l’ossigeno dell’atmosfera in modo esotermico, fenomeno che provoca la loro fusione e rapida solidificazione. • Se non controllato l’aumento di temperatura del pezzo rettificato può provocare importanti trasformazioni strutturali, cricche di origine termica, bruciature e tensioni residue dovute ai gradienti termici presenti. NOTA: si lavora un pezzo che ha già raggiunto le dimensioni finali, difatti questa operazione serve per miglio- rare le tolleranze rimuovendo, per quanto possibile, lo scostamento superiore. Le varie lavorazioni di rettifica sono classificabili in due macro-categorie: rettifica in tondo e rettifica in piano. 1) Rettifica in tondo per esterni/interni: in cui vi è un moto di alimentazione rotatorio continuo, posseduto dal pezzo, ed uno rettilineo solitamente parallelo all’asse della mola e sempre posseduto dal pezzo, quest’ultimo può però essere posseduto alla mola con andamento trasversale rispetto all’asse del pezzo, nel caso di rettifica di superfici di limitata lunghezza (rettifica a tuffo). 2) Rettifica in piano: in questo caso il moto di alimentazione è di due tipi, nella rettifica tangenziale si ha un moto rettilineo alternativo, perpendicolare all’asse della mola e generalmente posseduto dal pezzo, ed un moto rettilineo intermittente, al termine di ogni passata, posseduto dalla mola o dal pezzo. Invece nella rettifica frontale il moto di alimentazione è rettilineo alternativo o circolare, posseduto dal pezzo, mentre il moto di appostamento è sempre posseduto dalla mola. 60 NOTA: il diametro della mola è sempre superiore alla larghezza del pezzo. Un altro metodo di rettifica è quello senza centri, nel caso di pezzi cilindrici a diametro costante il pezzo non viene montato su attrezzature particolari bens̀ı è semplicemente sostenuto da una lama, tra la mola operatrice ed una mola di guida con asse sghembro rispetto a quello della mola operatrice cosi da generare un moto per l’avanzamento del pezzo stesso. • M = mola operatrice. • C = mola di guida. • P = pezzo. • T = moto di taglio. • A1 = moto di alimentazione. • R = moto di appostamento. 11.1 Mola Utensile pluritagliente costituito da un elevato numero di grani abrasivi distribuiti uniformemente in una sostanza legante, la cui forma esterna può variare in funzione all’utilizzo. Nella scelta della mola occorre tenere conto di: • Dimensione del grano abrasivo: inversamente proporzionale alla precisione richiesta, difatti una grana fine è più indicata per operazioni di finitura su materiali ad elevata resistenza. • Durezza: parametro relativo al legante e non all’abrasivo, indice della resistenza all’asportazione dei grani di abrasivo. Per la rettifica di materiali duri è preferibile scegliere una bassa durezza della mola in quanto si richiede che i grani usurati non vengano trattenuti a lungo dal legante. • Struttura: indice della porosità, ossia quantità e distribuzione degli spazi vuoti all’interno della mola, qualità richiesta per ragioni di raffreddamento quando la superficie di contatto mola-pezzo è particolar- mente estesa e quando il materiale da lavorare è tenero e tende ad impastare l’utensile. Il principale metodo di codifica delle mole è il Norton, sintetizzato in figura: Ravvivatura: operazione necessaria di ricondizion- amento della mola, effettuata facendo agire sulla mola in rotazione, direttamente sulla macchina rettificatrice, un utensile diamantato per effettuare una vera e pro- pria tornitura del disco della mola. 61 Infine si illustrano le modalità in cui si può montare una mola: a) Dispositivo portamola. b) Flangia e contro-flangia. c) Gambo filettato annegato nel corpo della mola. 11.2 Parametri di taglio L’efficienza delle operazioni di rettifica è indicata dal rapporto di rettifica, il cui valore diminuisce all’aumentare della profondità di passata p e dell’avanzamento a, ed aumenta all’aumentare della velocità di taglio v⃗t: G = V Vm • G = rapporto di rettifica. • V = volume asportato [mm3] • Vm = volume perso dalla mola [mm3] NOTA: alti G indicano lunghe durate della mola con conseguente rischio di lavorare con grani abrasivi arro- tondati e di danni alla superficie lavorata, mentre valori troppo bassi risultano economicamente inaccettabili. Si definiscono le relazioni per il calcolo della potenza assorbita dall’operazione di rettifica e della velocità di taglio, quest’ultima è solitamente molto superiore alle velocità impiegate nelle altre lavorazioni per asportazione di truciolo e corrispondente alla velocità periferica della mola in quanto la velocità del pezzo in rotazione nella rettifica in tondo è trascurabile: v⃗t = πDn 60.000 P = 0, 155 · k √ V s v⃗ 30 k = 7, 5 Rettifica in tondo per esterni k = 7 Rettifica interna k = 6, 2 Rettifica in piano • s = spessore della mola in contatto con il pezzo [mm] • D = diametro della mola [mm] • v⃗t = velocità di taglio [m/s] • P = potenza assorbita [kW] • k = coefficiente funzione dell’operazione. 62 Portate d’anima Devono essere previste sul modello per poter creare nella forma idonee sedi di appoggio di anime e/o di tasselli eventualmente presenti per risolvere dei sottosquadri. Nel caso di anime disposte con asse parallelo al piano di separazione delle semiforme, le portate si fanno in genere cilindriche avendo cura di eliminare gli spigoli vivi. La loro lunghezza deve essere tale da far s̀ı che l’anima eserciti sulla forma, conseguentemente alla spinta di Archimede che è presente durante la colata, una pressione specifica inferiore a quella massima ammissibile dal materiale di formatura. Le anime disposte con asse ortogonale al piano di separazione delle semiforme devono invece avere portate di forma tronco-conica, cioè con ampio angolo di sformo, che permetta un agevole posizionamento dell’anima nella forma. Ritiro Le leghe metalliche subiscono una contrazione volumetrica durante il raffreddamento, ne segue che il getto risulta di dimensioni inferiori a quelle della forma che quindi dovrà essere dimensionata e maggiorata opportunamente. Maggiorazione calcolata applicando un coefficiente di ritiro lineare medio, funzione del materiale e del tipo di getto: Modelli da fonderia Le cui caratteristiche costruttive influenzano direttamente la buona riuscita della forma e del greggio stesso, è quindi opportuno esaminare le caratteristiche che un buon modello da fonderia deve avere: • Funzionalità: esige che esso sia verniciato opportunamente con colorazioni dipendenti dalla lega con cui si effettua la colata e dalla presenza di superfici che subiranno le lavorazioni successive. Importanti sia per dare informazioni al formatore sia per scopi di magazzinaggio. • Precisione: il modello deve rispettare quote e tolleranze indicate sul disegno costruttivo. • Durata: legata al tipo di produzione prevista, caratteristica che non riguarda i modelli a perdere. • Materiale: funzione di vari fattori quali tipo di formatura scelto, tipo di produzione prevista e dimensioni del modello stesso. Solitamente i modelli sono realizzati in legno, leghe metalliche, cera, polistirolo o materie plastiche. 65 Anime da fonderia Per la buona riuscita della colata le anime impiegate devono riportare le seguenti caratteristiche: • Resistenza meccanica: tale da sopportare i carichi a cui sono soggette durante la colata come il peso proprio del getto e la spinta di archimede. • Permeabilità: per permettere un agevole deflusso dei prodotti gassosi caldi formati durante la colata nel corpo dell’anima stessa, completamente avvolta dalla lega allo stato liquido. • Cedevolezza: durante il ritiro in modo da evitare tensioni residue nel getto, caratteristica solitamente assicurata dalla porosità stessa del materiale di formatura, nel caso di formatura transitoria. • Sgretolabilità: tale da rendere rapida ed agevole l’estrazione del materiale costituente l’anima del getto distaffato. 12.2 Solidificazione dei getti Fenomeno del ritiro Causato dalla contrazione volumetrica della colata durante il suo raffreddamento, può provocare il difetto noto come cavità di ritiro, da evitare assolutamente in quanto causa lo scarto del getto. Fenomeno analizzabile suddividendo in tre stati il processo di raffreddamento del getto in funzione di diversi intervalli di temperatura: NOTA: le leghe solidificano con formazione di strutture dendritiche a strati, le quali possono provocare la porosità interdendritica, ossia una contrazione volumetrica uniformemente distribuita in una zona del getto, spesso interna e quindi invisibile: 66 Velocità di solidificazione Il cui studio richiede la risoluzione delle equazioni caratteristiche della trasmissione del calore tra metallo e forma, le quali hanno soluzioni molto complesse. Si ricorre quindi a studi sperimentali dai quali sono emersi delle considerazioni tali da permettere l’approssimazione del problema per gli scopi della maggior parte delle fonderie. Per esempio gli studi di Chvorinov hanno dimostrato che il rapporto tra volume e superficie di un getto, detto modulo di raffreddamento M, ha una notevole influenza sul tempo di solidificazione, più precisamente le due grandezze sono direttamente proporzionali: M = V S • M = modulo di raffreddamento [mm] • S = superficie oggetto [mm2] • V = volume oggetto [mm3] Le esperienze di Chvorinov hanno inoltre dimostrato la relazione secondo cui il tempo di solidificazione è proporzionale al quadrato del suo modulo di raffreddamento: x = k √ T −→ T = M2 k2 k = 0, 09 Acciaio k = 0, 12 Leghe leggere k = 0, 07 Leghe di rame • x = spessore dello strato solidificato [cm] • T = tempo [s] • k = costante funzione del materiale. Solidificazione direzionale Si ha dalla parte con M minore verso quella con M maggiore, in cui si creerà una cavità di ritiro nel caso questa non sia alimentata. Per scongiurare l’insorgere di questo fenomeno si impiegano quindi le materozze, serbatoi di lega che solidificando per ultimi alimentano il getto di metallo liquido compensando il ritiro globale in fase di solidificazione eliminando la cavità di ritiro. Materozza che deve però avere un modulo di raffreddamento superiore del 20% rispetto al modulo di raffreddamento della parte del pezzo con M maggiore: Mm = 1, 2Mmax 67 • Impiegare accorgimenti per evitare che la scoria penetri all’interno della forma generando inclusioni. • Il gradiente termico nella forma deve essere adatto ad una corretta solidificazione direzionale. • Distribuire la lega liquida in modo quasi contemporaneo nei vari getti. Gli elementi costituenti questo sistema sono: • Bacino di colata: ha la funzione di accogliere il primo impatto della corrente fluida proveniente dal crogiolo di colata, smorzandone quindi la velocità, dotato sempre di vari sistemi per evitare di scoria nella forma. • Canale di colata: porta la corrente fluida dall’esterno sul piano di divisione delle forma. • Canale distributore: di sezione generalmente trapezoidale, ridotto ad una fossetta nel caso di un solo attacco di colata per getti semplici e piccoli, che rallenta ulteriormente la vena fluida riducendo le turbolenze e prepara il metallo liquido nelle varie zone di alimentazione del getto. Tale canale può talvolta essere dotato di trappole ferma-scorie ed il suo sviluppo non sempre è rettilineo, ma si adatta alla particolare conformazione del getto. • Attacchi di colata: portano la vena fluida opportunamente suddivisa nelle varie zone prescelte per l’ingresso nella forma. Mentre per la forma della sezione dei vari canali, non ci sono particolari preferenze, il rapporto tra le sezioni dei canali b,c e d prima citati, prevede l’uso generalizzato del sistema pressurizzato nel quale le sezioni del canale di colata, di quello distributore e degli attacchi stanno nel rapporto 1:0,5:0,5, il che consente che i diversi canali siano sempre pieni di metallo liquido durante la colata. Il dimensionamento delle sezioni dei vari canali può essere fatto partendo dal tempo di colata, parametro essenziale per la riuscita della colata. Il valore ottimo di questo tempo è un compromesso tra l’esigenza di evitare che qualche parte solidifichi prima del termine della colata e quella di evitare erosioni nella forma in conseguenza di velocità troppo alte: 70 { T = 3.2 √ G Formula di Dietert T = 0, 32sG0.4 Formula di Nielsen v⃗ = √ 2gh S = K v⃗ρ K = G T • T = tempo [s] • G = peso del getto [kg] • s = spessore medio del getto [mm] • v⃗ = velocità della vena fluida [mm/s] • S = sezione complessiva degli attacchi di colata [mm2] • ρ = densità [Kg/mm3] • K = portata massica [kg/s] • h = dislivello di colata [mm] Esistono anche altre tipologie di sistemi di colata, nel caso di forme transitorie, utilizzati a secondo della geometria del getto, nei quali il metallo non entra nella forma sul piano di separazione: • Sistemi dall’alto: molto validi dal punto di vista del gradiente termico del getto, ma pericolosi se il getto è troppo alto per la formazione delle gocce fredde. • Sistemi dal basso: i migliori per evitare le turbolenze della corrente fluida, ma con problemi di formatura e di gradiente termico. • Sistemi a pettine: indicati per getti di altezza elevata. 12.4 Tecniche di fusione in forma transitoria Tutti i procedimenti in forma transitoria hanno in comune il materiale di formatura, sempre costituito da silice granulare, come elemento refrattario, da un legante, per garantire la coesione della forma, e da additivi, con la funzione di correggere alcune caratteristiche, poco adatte all’uso in fonderia, del materiale di formatura. I materiali da formatura devono poi riportare le seguenti caratteristiche: • Refrattarietà: capacità di resistere alle elevate temperature della lega fusa senza fondere. • Coesione: resistenza alle forze esterne, in particolare alle sollecitazioni di compressione e taglio. • Permeabilità: capacità di lasciarsi attraversare da un flusso di materiale gassoso, evitando difetti come le soffiature, dovute ai gas/vapori sviluppati durante la colata ed intrappolati nel metallo solidificato. • Scorrevolezza: facilità di riempire completamente la forma attorno al modello ricopiandolo fedelmente. • Sgretolabilità: proprietà importante ai fini economici al momento della distaffatura e dell’eliminazione delle anime. 71 Processi meccanici: in cui si utilizzano apposite macchine per comprimere la terra dentro le staffe. Mentre per la realizzazione di pezzi di grandi dimensioni si ricorre al processo di formatura in fossa dove appunto si crea una grande fossa a forma del negativo del pezzo da realizzare. Pattern-casting Impiegato per la realizzazione di tanti piccoli pezzi, consiste nella realizzazione dei vari modelli per poi combinarli in un grappolo comprensivo del canale di colata che solitamente funge anche da materozza. Grappolo che viene circondato dal materiale di formatura e su cui viene colato direttamente il materiale fuso, si precisa che la colatura diretta è possibile perchè il modello è fatto di un polimero che, a contatto con il metallo fuso, brucia e si vaporizza. Shell-molding Prevede l’uso di placche modello e di casse d’anima completamente metalliche, che vengono pre-riscaldate a circa 200/250°C mentre apposite macchine sparano con sistemi ad aria compressa la sabbia rivestita sulla placca o nella cassa d’anima. Dopo un tempo sufficiente per far polimerizzare la resine e far indurire un certo spessore di materiale di for- matura, circa 20/30 mm, la forma o l’anima terminano la loro cottura fino al raggiungimento delle caratteristiche di resistenza desiderate. La forma cosi ottenuta è ridotta a due veri e propri gusci che vengono distaccati dalle placche modello grazie all’azione di estrattori ed all’uso di additivi distaccanti. Impiego: getti di massimo 30 kg, garantisce però una notevole permeabilità, tale da minimizzare i difetti come le soffiatura, ed una precisione dimensionale e finitura superficiale molto buona (Ra = 2, 5/3 µm). Microfusione Il punto di partenza è la realizzazione, solitamente tramite iniezione in conchiglia, di un certo numero di modelli a perdere in cera, modelli che possono essere comunque complessi senza problemi di sottosquadro e con tutti i fori e le cavità previste dal progetto, in quanto il metodo non prevede anime. I modelli sono poi assemblati a grappolo mediante bacchette in cera di collegamento che costituiranno anche il sistema di colata, la cui 72 5) Pezzi incompleti: dovuti ad un’incapacità della lega di completare il riempimento della forma per una temperatura di colata troppo bassa per un certo spessore o per errata progettazione del sistema di colata. 6) Deformazioni o forme scorrette: solitamente presenti in getti con geometria snella e sezione formata da parti con spessori molto diversi, si formano in fase di raffreddamento a causa dei diversi tempi diversi in cui avviene il ritiro. 7) Inclusioni o anomalie strutturali: si presentano nelle zone che solidificano rapidamente in concomi- tanza di un’inadatta composizione della ghisa, cioè con elevato tenore di Cr (Cromo) e Mn (Manganese) o con scarso contenuto di Si (Silicio). Dal grafico si nota come il costo delle modifiche ad un progetto aumenta in modo inversamente proporzionale alle possibilità di ridurre il costo del prodotto, si evidenzia quindi la necessità di progettare il prodotto con obiettivi di costo chiari e definiti sin dalle prime fasi della progettazione: Inoltre in fase di progettazione del modello si deve minimizzare la presenza di: • Sottosquadri: • Piani di divisione non rettilinei: • Sezioni massicce: • Brusche variazioni di spessore: Allo stesso modo si devono prevedere e posizionare correttamente: • Inserti metallici: 75 • Nervature: per ridurre i punti caldi. • Spigoli: Per garantire una sufficiente resistenza meccanica delle anime si devono rispettare alcune regole ed applicare altri accorgimenti per facilitare le lavorazioni successive, per esempio creando parti per garantire un corretto montaggio del pezzo sulle macchine: 76 13 Lavorazioni per deformazione plastica • Lavorazione a caldo: in cui si ha una temperatura maggiore di quella critica di cristallizzazione. Perme- tte di ottenere grandi deformazioni e forme complesse con macchine di ragionevole capacità e dimensione, richiedendo anche minori sforzi e potenze. Ha però alcuni difetti, infatti causa l’ossidazione dei metalli, quindi un peggioramento della finitura superficiale, comporta delle difficoltà nel prevedere la precisione dimensionale ottenibile e richiede dell’energia aggiuntiva per riscaldare il materiale. • Lavorazione intermedia: tipicamente svolta tra i 600/700°C per gli acciai, con vantaggi intermedi alle altre due lavorazioni. • Lavorazione a freddo: svolta a temperatura ambiente solitamente dopo una lavorazione a caldo, previa eliminazione chimica/meccanica degli ossidi sviluppati. Garantisce una migliore finitura superficiale e precisione dimensionale, permette la verifica delle proprietà finali del pezzo tramite ricottura e comporta una lubrificazione dell’interfaccia materiale-utensile più agevole. Richiede però maggiori sforzi/potenze e comporta difficoltà nell’ottenere alte deformazioni. Incrudimento: fenomeno a causa del quale un materiale risulta rafforzato in seguito ad una deformazione plastica a freddo. Dovuto al fatto che la mobilità delle dislocazioni diminuisce all’aumentare della deformazione plastica. Addolcimento: fenomeno concettualmente opposto all’incrudimento, ovvero a causa del quale un materiale risulta meno duro e resistenze. Dovuto in seguito ad una lavorazione a caldo, la quale contribuisce ad eliminare le tensioni residue, migliorare la resilienza, ripristinare la duttilità, raffinare la granulometria e modificare le proprietà elettromagnetiche del materiale. I valori di tensione e deformazione generici relativi ad una lavorazione per deformazione plastica sono: σ = P⃗ A ϵ = ∫ l l0 dl l = ln l l0 = ln A0 A • σ = true stress [N/mm2] • P⃗ = carico applicato [N] • A = area istantanea [mm2] • ϵ = true strain. • l = lunghezza istantanea [mm] 77 Facendo riferimento alla figura ed al sistema di assi cartesiani (x;y;z), sulle facce di un generico cubo di dimensioni infinitesime agiscono le tensioni normali (σx;σy;σz) e tangenziali (τxy; τyx; τxz; τzx; τyz; τzy). Dato l’equilibrio della rotazione del cubo stesso, le componenti che definiscono lo stato di tensione agente sul cubo sono: τxy = τyx τxz = τzx τyz = τzy −→ σx;σy;σz; τxy; τxz; τyz Dalla teoria dell’elasticità risulta che tra le terne di assi con origine in O ne esista una che individua tre facce sulle quali si ha solamente tensione normale, queste tre direzioni si chiamano principali quindi le tensioni (σ1;σ2;σ3) si dicono tensioni principali. Se almeno una delle tensioni principali è nulla si ha uno stato di tensione biassiale, mentre si ha uno stato di tensione monoassiale nel caso di due tensioni principali nulle. Il valore massimo della tensione tangenziale è pari a: τmax = 1 2 (σ1 − σ3) • τmax = tensione tangenziale massima [Pa] • σ1 = tensione massima tra le tensioni principali [Pa] • σ3 = tensione minima tra le tensioni principali [Pa] Nello studio dei processi di deformazione plastica serve conoscere l’entità delle forze esterne che provocano la deformazione, per questo motivo è necessario conoscere i criteri di plasticità: • Criterio di Tresca: si ha la plasticizzazione quando la massima tensione tangenziale assume un valore critico, affermazione in accordo con la nozione sperimentale che la deformazione plastica avvenga per scorrimento di blocchi di atomi su piani a massima densità atomica. τmax = 1 2 (σ1 − σ3) = C Sia k il valore della tensione tangenziale di snervamento, il valore critico C può essere valutato studiando un caso di deformazione monoassiale in cui:{ σ1 = Y σ3 = 0 −→ { C = Y τmax = 1 2Y = k • Criterio di Von Mises: anche detto criterio dell’energia di deformazione per scorrimento, in molti casi più in linea con i dati sperimentali rispetto al precedente. (σ1 − σ2)2 + (σ2 − σ3)2 + (σ3 − σ1)2 = 2Y 2 13.2 Tecniche di studio dei processi di deformazione plastica Metodo slab analysis Imponendo l’equilibrio di uno spessore infinitesimo di materiale in deformazione e considerando le varie forze che agiscono su di esso, comprese quelle di attrito sulle superfici a contatto con l’utensile, si ottiene un’equazione 80 differenziale per risalire alle forze esterne e ad altre informazioni. Ipotizzando che il materiale sia omogeneo ed isotropo, e che le sezioni piane del pezzo rimangano tali durante la deformazione, si prende in esempio il caso di una compressione tra piani paralleli di un parallelepipedo di spessore unitario in condizioni di deformazione piana, cioè:{ ϵz = 0 σx − σy = 2k Partendo dalle condizioni di equilibrio dello slab in direzione x, ricordando le seguenti relazioni e sostituendo si nota che la pressione di contatto avrà un andamento del tipo illustrato in figura: σxh− (σx + dσx)h+ 2µpdx = 0 −→ 2µpdx = hdσx{ σx − σy = 2k σy = −p −→ σx = −p+ 2k −→ dσ = −dp 2µpdx = −hdp −→ p 2k = e 2µ h ( b 2−x) Metodo ulteriormente semplificabile ipotizzando che la tensione tangenziale di attrito sia costante e non funzione di p, ipotizzando quindi un andamento lineare di p anzichè esponenziale: µp = τ −→ dp = −2 τ h dx −→ p = 2τ h ( b 2 − x) + 2k Sia Y il flow stress del materiale, applicando il criterio di Tresca è possibile calcolare il valore della forza F risultante dalle pressioni p: { τ = m∗k Y = 2k Pezzo a spessore costante unitario F⃗ = Y b(1 + bm∗ 4h ) Pezzo cilindrico di raggio r F⃗ = Y πr2(1 + rm∗ 3h ) NOTA: nello schema la forza di deformazione F⃗ viene indicata con la lettera P⃗ . Metodo upper-bound Basato sull’uguaglianza di lavoro svolto dalle forze esterne con quello dissipato dalle tensioni tangenziali sui piani di scorrimento, si ipotizzano quindi degli scorrimenti di parti del materiale in deformazione coerenti con le variazioni di forma e con i moti dell’utensile. Considerando la compressione di un parallelepipedo di spessore unitario tra due piani paralleli, l’ipotesi più semplice è l’esistenza di due zone morte AOD e COB, che si muovono rigidamente alle velocità v0 e v1 e che lo 81 scorrimento avvenga sui piani ŌA, ŌB, ŌC ed ŌD, in cui il valore della tensione tangenziale è massima, ossia pari a k. 2pbv⃗0 = 4kv⃗OAŌA ⇐⇒ { ŌA = √ h2+b2 2 p 2k = 1 2 ( h b + b h ) 13.3 Laminazione Processo impiegato per ricavare diversi risultati: • Blumi: di sezione quadrata con lato di dimensioni superiori a 130 mm. • Billette: di sezione quadrata con lato di dimensioni inferiori a 130mm e superiori a 40 mm. • Bramme: di sezione rettangolare con spessore maggiore di un quarto della larghezza e lato minore di almeno 100 mm. • Slebi: di forma piatta ed a sezione variabile, non rientranti nelle classi precedenti. • Profilati: tipici delle costruzioni di carpenteria, solitamente di 6 m di lunghezza e con forma ad L, T, doppia T od U. • Barre: di sezione varia e lunghezza, solitamente, di 6 m. • Lamiere: prodotte in una vasta gamma di spessori. • Vergella: tondino con sezione circolare solitamente fornito in rotoli. La distribuzione teorica delle pressioni sull’arco di contatto può essere studiata applicando il metodo dello slab- analysis al materiale in deformazione separatamente per la zona precedente (zona A) e seguente (zona B) il punto neutro. Imponendo l’equilibrio lungo l’asse di laminazione si ottengono le due seguenti equazioni differenziali:{ hdσx + σxdh+ 2pdxtgα− 2µpdx = 0 Zona A hdσx + σxdh+ 2pdxtgα+ 2µpdx = 0 Zona B 82 Condizioni di imbocco e trascinamento Considerando la forza del cilindro sul prodotto laminare decomposta nelle sue componenti normali F⃗N e tan- genziali F⃗T , decomponendo ulteriormente tali forze secondo la direzione di laminazione e quella ad essa perpen- dicolare si può esprimere la condizione di imbocco: Condizione di imbocco FT0 > FN0 Analizzando più a fondo la relazione appena definita si nota che l’angolo di attrito µ dovrà necessariamente essere superiore all’angolo di attacco α: F⃗N0 = F⃗N sinα F⃗T0 = F⃗T cosα µ = tgρ −→ µ > tgα tgα ≈ α ≈ √ ∆h R −→ µ > √ ∆h R −→ ∆h < µ2R Si osserva anche che la riduzione massima di spessore dipende dal coefficiente di attrito µ e dal diametro del cilindro laminatore D. Il primo dipende però da numerosi fattori, difatti il suo valore approssimato è valutabile con le formule di Geleji in funzione della temperatura di laminazione t [°C] e della velocità periferica dei laminatori v⃗ [m/s]:  µ = 1, 05− 0, 0005t− 0, 056v⃗ Cilindri di acciaio torniti µ = 0, 94− 0, 0005t− 0, 056v⃗ Cilindri di ghisa torniti µ = 0, 81− 0, 0005t− 0, 056v⃗ Cilindri di acciaio rettificati µ = 0, 81− 0, 0005t− 0, 056v⃗ Cilindri di ghisa rettificati Con considerazioni analoghe, e supponendo che la risultante delle pressioni di contatto si trovi a metà dell’arco di contatto, si ricava la condizione di trascinamento, dalla quale si deduce che la condizione di imbocco è più restrittiva: Condizione di trascinamento µ > tg α 2 85 Allargamento del laminato Funzione di molti fattori tra cui temperatura e velocità di laminazione, coefficiente di attrito, riduzione di spessore e larghezza del laminato. Questo è calcolabile applicando formule empiriche come quella di Sedlaczek: bf = bi + ∆h 6 √ R hi • bi/bf = larghezza iniziale/finale [mm] • hi = spessore iniziale [mm] Calibratura Studio delle sezioni delle incisioni sui cilindri, dette calibri, necessarie a realizzare laminati di forma varia garantendone la corretta progressione durante la lavorazione, basato su regole sperimentali sintetizzabili come: • Orientare il profilo in modo da occupare la minima altezza radiale, evitando eccessive differenze di velocità periferica ed incisioni troppo profonde che potrebbero provocare indebolimenti della sezione resistente del cilindro. • Il profilo dell’incisione deve essere dotato di opportuna spoglia per facilitare l’uscita del laminato. • Disporre i calibri con il baricentro sulla linea di laminazione, cioè su una linea parallela agli assi dei cilindri e ad essi equidistante, in modo da ripartire in ugual misura sui due cilindri le forze di laminazione. • Le forme delle sezioni devono garantire un libero flusso del metallo nello spazio tra i due cilindri. • Tenere conto dell’allargamento. • Ottimizzare il numero di passaggi. Il calcolo del numero di passaggi ed il dimensionamento dei calibri è svolto secondo le seguenti relazioni: An−1 = Anλn A0 An = n∏ i λi = λt = λnm n = lnA0 − lnAn lnλm = lnλt lnλm • Ai = sezione laminato al passaggio i-esimo [mm2] • λi = allungamento al passaggio i-esimo. • λm = allungamento medio. • λt = allungamento totale. • n = numero di passaggi. In pratica il valore dell’allungamento λi diminuisce con il progredire della laminazione in quanto all’inizio il materiale può essere deformato con forze minori data la temperatura più alta. 86 Laminatoio di Mannesmann Anche detto laminatoio obliquo, è un laminatoio speciale per la produzione di tubi senza saldatura, costituito da due cilindri a botte con assi sghembri e ruotanti nello stesso verso. In esso il massello di partenza imbocca lo spazio tra i cilindri dove subisce un’azione di compressione lungo le superfici coniche dei cilindri ed un allungamento. L’andamento delle tensioni interne è tale che nella parte centrale il valore della tensione di trazione è massimo, mentre quello della tensione di compressione è minimo. Si creano quindi le condizioni per la formazione di un foro grazie ad una spina ad ogiva posizionata tra i rulli per regolarizzare il foro definendone il diametro. 13.4 Fucinatura e stampaggio Impiegati per la produzione di greggi metallici, hanno in comune la deformazione plastica del materiale mediante l’applicazione di forze esterne di compressione tramite magli/presse, i cui parametri di funzionamento principali sono: • Energia disponibile [J]: fornita dalla macchina, durante la corsa dell’organo mobile, per svolgere il lavoro di deformazione. • Forza disponibile [N]: che l’organo mobile può esercitare sul materiale in deformazione. • Rendimento: rapporto tra energia disponibile ed energia fornita alla macchina, tiene conto delle perdite nel motore elettrico, degli attriti negli organi mobili e delle deformazioni elastiche della macchina. • Potenzialità [colpi/min]: determina la produttività della macchina. • Tempo di contatto sotto carico [s]: fondamentale nelle lavorazioni a caldo a causa della trasmissione del calore tra pezzo e stampo, difatti un suo aumento comporta un aumento dell’usura dello stampo mentre il conseguente maggio raffreddamento del pezzo provoca un aumento della forza richiesta per la deformazione. • Velocità sotto carico [m/s]: velocità dell’organo mobile durante l’applicazione del carico di defor- mazione, influenza sia il tempo di contatto che la velocità di deformazione. NOTA: con il termine forging si indica sia la forgiatura che lo stampaggio, quindi per distinguere le lavorazioni si impiegano termini diversi come impression/closed die forging (stampaggio) ed open die forging (fucinatura). Magli Costituiti da una parte mobile, detta mazza, e da una fissa, incudine, oltre che da un’incastellatura che com- prende gli organi di sostegno, la guida della mazza e l’apparato motore. La deformazione plastica del pezzo è ottenuta utilizzando l’energia cinematica della mazza, acquisita per caduta libera della stessa (maglio a semplice effetto) o per l’ulteriore accelerazione impressa da un fluido in pressione (maglio a doppio effetto). Si precisa però che le notevoli vibrazioni trasmesse all’ambiente circostante creano problemi di installazione e localizzazione nel layout di stabilimento. Al contrario, il maglio a contraccolpo, nel quale l’incudine si muove in direzione opposta alla mazza, le due masse sono dello stesso ordine di grandezza e le vibrazioni trasmesse all’esterno sono molto più ridotte. 87 • Forma del pezzo: i pezzi più difficili da stampare sono quelli caratterizzati da sezioni sottili e lunghe, in quanto il loro basso modulo di raffreddamento (M = V/S) diminuisce sensibilmente la deformabilità del materiale e le sue capacità di scorrimento. Nel caso di stampaggio di pezzi assial-simmetrici la forza di stampaggio è determinabile tramite il seguente metodo semplificato: a) Si considera il pezzo stampato come un cilindro di egual volume V. b) Si determina l’altezza media hm: hm = V At • V = volume [mm3] • At = sezione sul piano di bava [mm2] • hm = altezza media [mm] c) Si calcola la deformazione media e la velocità media di deformazione: ϵ = ln h0 hm ϵ̇ = v⃗ hm • ϵ = deformazione. • ϵ̇ = velocità di deformazione [1/min] • v⃗ = velocità di pressa/maglio [mm/min] d) Si calcola il flow stress medio con la formula: σf = Cϵ̇m e) Infine si determina la forza di stampaggio: F⃗ = KσfAt  K = 3/5 Forme semplici senza canale di bava K = 5/8 Forme semplici con canale di bava K = 8/12 Forme complesse • F⃗ = forza di stampaggio [N] • K = coefficiente funzione della forma del pezzo. Progettazione del greggio 1) Scelta del piano di divisione: anche detto piano di bava, in funzione della morfologia del pezzo. Si deve quindi determinare un piano tale da suddividere l’incisione nei due stampi cos̀ı che il pezzo sia facil- mente rimuovibile senza sottosquadri che, a differenza della fonderia in conchiglia, non sono risolvibili implementando parti mobili nello stampo. Il piano di bava influenza anche l’andamento delle fibre del pezzo, è quindi opportuno tenerlo in conto visto che la struttura fibrosa del pezzo realizzato ne condiziona fortemente la resistenza meccanica. 90 NOTA: in assenza di un piano di simmetria la divisione potrà avvenire anche su più piani, eventualmente ruotando il pezzo per evitare spinte laterali che causerebbero usure eccessive sui sistemi di guida degli stampi. 2) Soprametalli: determinati in funzione delle dimensioni del pezzo ma anche di altri fattori come l’ossidazione del materiale alle alte temperature, che potrebbe causare perdite di materiale sulla superficie. Questi ser- vono per compensare eventuali difetti superficiali ed irregolarità di stampo, per rispettare le tolleranze dimensionali tipiche del processo di stampaggio e per compensare la difficoltà di valutazione esatta del ritiro in ogni punto del pezzo. 3) Angoli di sformo: implementati per favorire l’estrazione del pezzo dallo stampo. 4) Raggi di raccordo: previsti per due motivi funzionali, per evitare le concentrazioni di tensione, e quindi lo sviluppo di cricche, e facilitare il riempimento delle cavità dello stampo, evitando cosi il difetto chiamato sopradosso o incollatura: Determinabili in funzione dei parametri dimensionali del pezzo da realizzare: 5) Canale di bava: le cui funzioni sono molteplici. • Formare un cuscinetto per attutire l’urto tra i due stampi. • Accogliere il materiale in più che si è costretti ad inserire negli stampi, per l’impossibilità di predis- porre il volume esattamente richiesto. 91 • Favorire il completo riempimento della forma. Ciclo di stampaggio 1) Taglio e riscaldamento spezzoni: fase in cui si ricava il pezzo di partenza in funzione del greggio che si deve realizzare, per poi riscaldarlo in forno fino a temperatura idonee per lo stampaggio. 2) Sbozzatura e stampaggio: fasi di deformazione plastica vera e propria, la prima è quasi sempre neces- saria anche per pezzi relativamente semplici e può essere effettuata, oltre che con stampi sbozzatori, con macchine ausiliarie quali il laminatoio sbozzatore, la martellatrice e la ricalcatrice. 3) Eliminazione delle bave: tramite appositi tranciabava montati su magli o presse, operazione che può es- sere effettuata a caldo o a freddo. In quest’ultimo caso sarà però necessaria una maggiore forza disponibile nella macchina. 4) Trattamento termico: si citano per esempio quelli per conferire particolare resistenza meccanica, come bonifica e normalizzazione, quelli adatti ad eliminare tensioni interne, come la ricottura di distensione, quelli per conferire durezza superficiale, come cementazione e nitrurazione. 5) Pulitura superficiale: eliminazione dello strato di ossido prodotto durante lo stampaggio, consistente in un decappaggio (trattamento chimico) oppure in una sabbiatura/granigliatura (trattamenti meccanici) 6) Coniatura: attività in cui si controllano ed applicano le tolleranze previste, precisamente, nel caso di tolleranze di grado ”preciso”, si dovrà effettuare un’ulteriore stampaggio a caldo di finitura con un’operazione appunto di coniatura, detta anche calibratura a freddo, con lo scopo di portare a misura zone che non devono essere lavorate a macchina o di ridurre il soprametallo rendendolo costante. 7) Controllo: misure di durezza, controlli non distruttivi per l’evidenziazione di difetti e controlli dimen- sionali. 92 Nel caso di materiale non perfettamente plastico la curva sarà del tipo visibile nel grafico a destra, mentre la tensione Y appena definita sarà determinabile come: Ym = Kϵn n+ 1 • Ym = tensione media [N/mm2] • K = coefficiente di resistenza [N/mm2] • n = fattore di incrudimento. Per quanto riguarda la valutazione della forza di estrusione, il calcolo teorico difficilmente può tenere conto dell’attrito, dell’angolo di apertura della matrice e delle deformazioni interne del materiale e della temperatura. Per questo motivo si utilizzano delle formule pratiche come: p = σf (k1 + k2 lnR){ k1 = 0, 8 k2 = 1, 2/1, 5 • p = pressione [N/mm2] • σf = flow stress del materiale [N/mm2] • k1; k2 = costanti sperimentali. • R = rapporto di estrusione. Estrusione per urto: tramite il quale si ricavano pezzi assial-simmetrici. Trafilatura Procedimento di deformazione plastica normalmente effettuato a freddo, nel quale il materiale viene obbligato tramite una forza di trazione a passare attraverso il foro calibrato di una filiera assumendone le dimensioni. Operazione che permette di ottenere prodotti con notevole finitura superficiale e precisione dimensionale, net- tamente superiori a quelle ottenibili col processo di laminazione. Si riporta un esempio di geometria di una filiera il cui profilo interno presenta, ricordando che le dimensioni della zona di calibratura devono tenere conto del ritorno elastico del materiale e che la filera deve avere un’elevata resistenza all’usura ed alla compressione. a) Zona di imbocco. b) Zona conica di trafilatura. c) Parte cilindrica di calibratura. d) Cono di uscita. Di fondamentale importanza in questo procedimento è la lubrificazione per poter ridurre l’attrito fra trafilato e pareti della filiera e per diminuire la forza di trazione, attrito che solitamente è pari a µ = 0, 03/0, 1. 95 Applicando il metodo slab-analysis è possibile studiare lo stato di tensione del materiale all’uscita della filiera, ipotizzando un attrito costante sulle pareti della filiera stessa: σ = σf [1− ( A0 Af )µctgα][1 + tgα µ ] F⃗ = σAf • σ = tensione [N/mm2] • σf = flow stress [N/mm2] • F⃗ = forza di trafilatura [N] • A = sezione [mm2] • α = angolo di imbocco. • µ = coefficiente di attrito. Si può tuttavia ricorrere alla seguente espressione semplificata: σ = σf [ln A0 Af (1 + µ α )] σ ′ = σf ln A0 Af σ ′′ = σf ln µ α σ ′′′ = σf 2 3 α • σ = tensione [N/mm2] • σf = flow stress [N/mm2] • σ ′ = tensione nel caso ideale privo di attrito [N/mm2] • σ ′′ = tensione nel caso reale con attrito [N/mm2] • σ ′′′ = tensione data dalla distorsione interna al materiale [N/mm2] Da queste relazioni si nota che: • La tensione di trazione complessiva rappresenta il contributo di un termine che non è funzione dell’angolo α e di due termini che variano in funzione dell’angolo α, questo dimostra l’esistenza di un angolo α che minimizza la tensione. • La tensione di trazione aumenta all’aumentare della riduzione di sezione, esiste quindi un limite massimo di riduzione, corrispondente al raggiungimento del flow stress del materiale nella zona esterna alla filiera in cui il materiale deve rimanere in regime elastico. Quindi nel caso ideale, ossia privo di attrito, varrà la seguente relazione: σ = σf ln A0 Af = σf ⇐⇒ A0 Af = e ⇐⇒ A0 −Af A0 = 1− 1 e ≈ 63% In pratica la riduzione massima è inferiore al 63% a causa della presenza di attriti e di deformazioni interne al materiale. 96 13.7 Lavorazione delle lamiere Tranciatura Realizza pezzi utilizzando una matrice a forma del pezzo finale ed un punzone per spingere, deformare e tagliare la lamiera metallica esattamente con la geometria della matrice. Operazione tipica della produzione di grande serie, che permette di produrre manufatti a basso costo. Dato che il punzone penetra nella matrice, è necessario prevedere un certo gioco g tra questi due organi, funzione dello spessore della lamiera e del materiale. Il cui deve essere correttamente calcolato in quanto un valore troppo basso dà origine a fratture secondarie e ad un aumento della forza di tranciatura e del costo dellos tampo a causa delle tolleranze più strette, mentre un valore troppo alto provoca eccessive bave, arrotondamenti ed inclinazione della superficie di frattura. g = 0, 002s √ σt • s = spessore lamiera [mm] • g = gioco matrice-punzone [mm] • σt = resistenza specifica al taglio [N/mm2] Questo processo provoca uan geometria della sezione del tranciato diversa da quella teorica deisderata, infatti in corrispondenza di uno spigolo della sezione si ha una bava, mentre sull’altro si ha un arrotondamento. Inoltre la superficie laterale è caratterizzata da due zone: una liscia a causa dello strisciamento sulle pareti del punzone, o della matrice, ed un’altra rugosa in quanto sede della frattura. NOTA: non influenzano normalmente le sue caratteristiche funzionali, tuttavia i fenomeni di usura potreb- bero esasperarli fino a dover scartare il prodotto tranciato. Il valore massimo della forza di tranciatura può essere valutato con la seguente relazione: F⃗max = lsσt • F⃗max = forza di tranciatura massima [N] • l = perimetro del tranciato [mm] 97