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3. Diseño y cálculo del proceso de fundición manual en
arena.
La pieza de la cual se realizará el estudio de fundición descrito en el capítulo 1 es una bomba de freno de un automóvil. Se ha optado por ella debido a su geometría pues presenta zonas delgadas en las que estudiar el comportamiento del metal fundido, además de zonas gruesas en las que se concentre la máxima energía calorífica y puedan aparecer los posibles rechupes u otros defectos. En la figura 3.1 se pueden ver vistas de la pieza en estudio.
Figura 3.1 Pieza modelo bomba de freno
La geometría, dimensiones y características de la pieza en estudio se adjuntan en el Anexo A. La pieza se dimensionó a partir de un ejemplar y del modelo con que se contaba previamente y que se muestra en la figura 3.2.
Figura 3.2 Moldeo bipartido
Se trata de una reproducción de la pieza en dos partes dividido longitudinalmente en su eje mayor y fabricado en madera con la ventaja de una pequeña capa de pintura azul que le confiere la textura perfecta para prevenir la adhesión con las paredes del molde. Este tipo de modelo según su construcción resulta el más apropiado para las características de fundición de arena en verde pues se opta por un modelo en dos cajas de fundición.
Fue necesario para diferentes etapas del proyecto contar con sólidos virtuales que se generaron con el programa de diseño gráfico, Catia V5, puesto que aunque existen simuladores de fundición con módulos de diseño, estos no son lo suficientemente potentes o son complejos para generar modelos de geometría complicada. Estas aplicaciones gráficas permiten calcular de forma eficiente las propiedades de la pieza
asignando las características del material de trabajo. Así pues, para el metal seleccionado y el modelo generado es posible calcular áreas radiantes y volúmenes de cada uno de los módulos de fundición. La base del todo el estudio será las dimensiones y propiedades de la pieza, ya que marcan las dimensiones de todos los sistemas auxiliares necesarios. En la figura 3.3 se puede ver la implementación gráfica de la pieza realizada con el programa de diseño.
De la implementación de la pieza como modelo se puede obtener fácilmente de modo más exacto las caracterísiticas dimensionales.
Volumen: 𝑉𝑝 = 152 , 2 𝑚^3 Superficie: 𝑆𝑝 = 22 , 998 𝑚^2 Módulo: 𝑀𝑝 = 6 , 6174 𝑚𝑚 Espesor mínimo de la piza : δ = 8 mm
Figura 3.3 Modelo Catia V
De la propia geometría de la pieza y modelo a reproducir se pueden obtener tanto zonas calientes de la misma como las superficies más favorables para alimentar y disponer la mazarota.
Es importante disponer los elementos de alimentación y de compensación de forma que los puntos calientes que presente el modelo se vean alimentados en todo momento para evitar la formación de rechupes. En la figura 3.4 se muestran puntos calientes de la pieza, estos resultan ser las partes de concentración de mayor masa.
Figura 3.4 Zonas calientes de la pieza.
Se puede observar que la zona de mayor concentración de masa es la zona posterior de la pieza. Esta zona es la más crítica de la pieza en cuanto que será la última que solidifique y por tanto donde será más previsible a primera vista que aparezcan rechupes. Debe ser alimentada por la mazarota o por el sistema de alimentación para contrarrestar las contracciones.
En la zona anterior o zona donde se encuentra la brida aparece un punto caliente de menor medida que podría ser contrarrestado si la pieza es alimentada por dicha zona o, en caso de alimentación por la parte posterior, deberá localizarse la mazarota.
En la parte media de la pieza podría aparecer otro punto caliente, de menor medida que los anteriores y que a priori se puede considerar que no afectaría tanto la aparición de defectos.
propios costos que supone su implementación y extracción, la zona que es alimentada por ella aparece como una región de presión reducida contrarrestando así la generación de poros y microsegregaciones.
Con el fin de salvar este problema, el sistema de alimentación debe diseñarse de forma que se aporte el suficiente metal líquido en el molde asegurando su aporte a las zonas calientes en todo momento, esto quiere decir que la alimentación o reservorios de alimentación deben solidificar o enfriarse después del modelo.
La mazarota es un reservorio de metal fundido con el suficiente volumen que tiene como objetivo alimentar en todo momento al modelo para salvar las contracciones volumétricas.
Existen varios tipos de sistemas de compensación o mazarotas según su disposición en el modelo, así pues, se tienen mazarota superior para ubicaciones sobre la pieza, y mazarotas laterales para mazarotas dispuestas en el contorno. En la figura 3.5 se pueden ver las dos tipos más comunes de mazarotas.
Figura 3.5 Disposición de mazarotas. [7]
Además, se pueden clasificar como mazarota abierta aquella que tiene su parte superior libre en contacto con la atmósfera o mazarota cerrada aquella que se encuentra tapada por el molde en todas sus superficies.
Por lo general, las mazarotas deben situarse en los puntos calientes o en zonas de difícil alimentación. En las fundiciones compactas normalmente se puede utilizar solo una mazarota para obtener el resultado óptimo. Sin embargo, para fundiciones complejas o conjunto de fundiciones se hace imprescindible la utilización de un mayor número. La distancia de alimentación será el factor que delimite el número de mazarotas necesarias para solventar los problemas de contracción del metal fundido. Esta distancia es la máxima que puede alimentar una mazarota para que la pieza resulte libre de porosidad.
La distancia de alimentación puede variar según las características generales de la pieza, así pues, para placas la zona de acción de la alimentación es circular, y para barras la zona de acción viene expresada por la dirección longitudinal a ambos lados de la mazarota.
Existen bastantes referencias en la literatura técnica para el cálculo de la distancia de alimentación y las dimensiones de la mazarota. Entre otras, se encuentran tablas y gráficas experimentales para aceros, generadas por investigadores como Caine (1949) o Pellini (1953). No es así para otro tipo de metales de fundición y moldes, aunque existen estudios como el modelo de Kubo & Pehlke (1985) para aleaciones de aluminio en las que las distancias de alimentación son considerablemente mayores que las aplicables al acero. Esta distancia de alimentación, según se deriva del estudio de Romero (1991) para Al-bronce, depende en gran medida de la calidad del metal de trabajo pues aumenta para metales que contengan valores bajos de gas y óxidos.
Con el fin de tomar la distancia de alimentación más restrictiva para así asegurar la conformidad del diseño en la disposición de la mazarota, se toma como referencia el estudio de Pellini (1953) [1], en el que la
distancia de alimentación DA, se calcula según la ecuación 3.1.
𝐷𝐴 = 6√𝑇̅ (3.1)
Siendo 𝑇̅ el espesor medio de la pieza, que en el caso de una barra o geometría similar, sería el diámetro medio de ella.
Para el dimensionado de la mazarota se parte del estudio del tiempo de solidificación de la pieza pues se ha de cumplir que la pieza solidifique en un tiempo posterior a la mazarota. Para ello, la mazarota debe tener mayor o igual módulo de enfriamiento que la parte de la pieza que alimenta. Además, el volumen mínimo que debe tener una mazarota está determinado por la cantidad de metal requerido para compensar la contracción del metal solidificado.
En la figura 3.6 se muestran los resultados de Rao (1975) en el que se plasma el tamaño de la mazarota frente al tamaño de la pieza para una placa de Al-12Si mostrando el porcentaje de porosidad obtenido. Para el valor de 1,2 en la relación de módulos entre mazarota y pieza, esta se encuentra en su menor porcentaje de porosidad, es decir, se reduce al mínimo la posibilidad de aparición de porosidad y microsegregación. A medida que el tamaño del alimentador aumenta no aparece una excesiva desventaja respecto al mejor caso, concluyendo así que para una mazarota de menor tamaño que el ideal se produce porosidad grave en la pieza, mientras que una mazarota de gran tamaño genera poca porosidad adicional al caso ideal. Figura 3.6 Efecto del aumento del tiempo de solidificación en función de la relación de módulos ente la mazarota y una plaza de Al2Si. Rao (1975). [ 3 ]
Partiendo de las dos consideraciones se tiene que la mazarota debe cumplir tanto la ecuación 3.2 como la 3.3.
Regla del módulo: 𝑀𝑚 ≥ 𝑘 ∙ 𝑀á𝑥{𝑀𝑝𝑖 }𝑖=
𝑁𝑝 (3.2)
Regla de la contracción: 𝑉𝑚 ≥ 𝑛 ∙ 𝐶𝑣 ∙ ∑ 𝑁 𝑖=1𝑝 𝑉𝑝𝑖 (3.3)
Siendo:
k una constante que depende del tipo de mazarota k =1,2 para mazarota normal k =0,8 para mazarota exotérmica n el coeficiente de mayoración Np número de piezas Cv el coeficiente de contracción volumétrica del material
La unión entre mazarota y pieza debe ser suficientemente amplia para permitir la transmisión de material
con las paredes del molde supere en cualquier caso los 30 mm.
Figura 3.8 Elementos del sistema de colada.
El primer problema que presenta es el posicionado y forma del sistema de alimentación. Influyen varios factores que determinan este factor, así como experiencia propia de fundición.
En el dimensionado es fundamental el cálculo del tiempo de llenado del molde. En este aspecto, Mikhailov propuso el cálculo de este factor mediante la Ecuación de Mikhailov, que se muestra en la ecuación 3.4.
𝑇𝑙𝑙 = 𝐴𝛿𝑚𝑀𝑛^ (3.4)
En la cual:
A , m y n son constantes que dependen del metal de trabajo (tabla 3.3) δ el espesor mínimo de la pieza en mm M el peso total de la pieza en kg.
Tabla 3.3 Valores de las constantes A, m y m de la Ecuación de Mikhailov. Metal A m n Acero 1,5 0,21 0, Hierro gris 0,76 0,23 0, Fe maleable 1,89 0,43 0, Fe nodular 0,97 0 0, Aluminio 1,42 0,18 0, Aluminio 2 1,7 0,334 0, Bronce 0,47 0,2 0, Aleac. Mg 2,3 0,334 0,
Existe una expresión alternativa a la Ecuación de Mikhailov para el cálculo del tiempo de llenado (ecuación 3.5) que expresa de forma genérica los valores de las constantes para cualquiera que sea el metal de fundición.
𝑇𝑙𝑙 = 𝐴 √𝛿𝑀^3 (3.5)
A priori, el peso del sistema de alimentación se supone como el 15 % del peso de la mazarota y la pieza juntos. Esta aproximación se expresa en las ecuaciones 3.6 y 3.7.
𝑃𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙 = 𝑛 · (𝑃𝑚𝑎𝑧𝑎𝑟𝑜𝑡𝑎) + 𝑛 · (𝑃𝑃𝑖𝑒𝑧𝑎) + 𝑃𝑠𝑑 (3.6)
𝑃𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙 = 15% · [𝑛 · (𝑃𝑚𝑎𝑧𝑎𝑟𝑜𝑡𝑎) + 𝑛 · (𝑃𝑃𝑖𝑒𝑧𝑎)^ (3.7)
Siendo n el número de mazarotas y de piezas, en este caso n = 1.
Existen varios tipos de sistemas de alimentación dependiendo de las áreas de los canales o relación de
colada. Así pues, se habla de sistemas a presión cuando el área final del bebedero es mayor que el área del canal de colada, y esta a su vez mayor que el área del canal de ataque. Con esto se consigue que el metal fundido aumente de velocidad, pues la reducción de las áreas de paso para mantener el caudal de metal hace aumentar la presión. La presentación del tipo de sistema se expresa según la ecuación 3.8.
𝑆𝑏𝑒𝑏𝑒𝑑𝑒𝑟𝑜: 𝑆𝑐𝑎𝑛𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑙𝑎𝑑𝑎: 𝑆𝑎𝑡𝑎𝑞𝑢𝑒 (3.8)
El dimensionado de las diferentes partes de los conductos de llenado lo rige la ecuación de Bernouilli en una línea de corriente desde la taza de colada hasta el final del canal de ataque según la ecuación 3.9.
𝑃 = √2𝑔𝐻𝑆𝐴𝜌𝑡10^3 (3.9)
Siendo:
P el peso del metal ρ la densidad del metal
√2𝑔𝐻^ la velocidad t el tiempo 𝑆𝐴 la sección de paso
A través de la ecuación 3.9 es posible calcular la sección de cada subsistema de alimentación sabiendo la altura de cada una de las secciones dentro del conjunto.
Como se ha comentado, cada subsistema debe diseñarse según unas características que aseguren la continuidad del flujo de metal fluido.
Bebedero El bebedero es la zona vertical del sistema de alimentación, el cual dota al metal fluido de la energía potencial y cinética necesaria para ocupar la cavidad del molde. Por tanto, es una de las partes más importantes en el estudio del sistema de alimentación pues debe ser meticulosamente diseñada para que esté ocupada en su totalidad por metal fluido y no se introduzca así gas en el interior del molde. Suele estar acompañado en su base superior a una taza de colada la cual facilita la correcta corriente del fluido, dotando de un caudal uniforme al bebedero de modo que no se produzcan turbulencias en la trayectoria del metal a través de su volumen. Debe dotar al fluido de la velocidad necesaria en su punto inferior para que este sea capaz de llenar la cavidad del molde, por ello se diseñan de forma de que su área disminuya a medida que el fluido descienda. Esto genera para un caudal continuo, un aumento de la velocidad y de la presión por ende. Esta ha de ajustarse a las limitaciones de velocidades del fluido. En este sentido es muy importante el correcto dimensionado de la sección base del bebedero. Básicamente el bebedero se diseña de forma que imite la conicidad de la caída de la corriente de forma natural como resultado de la gravedad. Esto se muestra como una hipérbola, de ello se denota la compleja interacción entre la base del bebedero y el propio bebedero. Puede verse este efecto en la figura 3.9. Para fundiciones pequeñas, el gap entre la mitad del bebedero y la curva hiperbólica de caída del flujo se corrige simplemente haciendo la entrada del bebedero alrededor del veinte por ciento mayor en área. Estos efectos fueron estudiados para acero usando radiografía en tiempo real (Sirrell et al. 1995) para optimizar la conicidad midiendo el tiempo de llenado del bebedero y la velocidad de salida. En la figura 3.10 se puede observar como un valor del veinte por ciento del área de la entrada del bebedero da resultados óptimos en cuanto a tiempo de llenado y velocidad.
Figura 3.11 Salto efectivo según la forma de llenado del molde. [7]
Taza de colada.
La taza de colada se localiza en la parte superior del bebedero para estabilizar la entrada del flujo de metal fundido en el sistema de colada. Existen varias geometrías de diseño de la taza de colada, siendo la más común una taza cónica por su facilidad de implementación. Sin embargo, este diseño presenta la desventaja de poco control de la velocidad del flujo al ser complejo mantener un nivel constante de llenado generando esto posibilidad de turbulencias en el bebedero. Sin embargo, para fundiciones pequeñas, como es el caso en estudio, la taza cónica se comporta tolerablemente bien. Por ello, es aconsejable para estas fundiciones reducir el tiempo de fabricación por su simpleza y economía. En el diseño de la taza de colada cónica se tiene en cuenta la altura fija de la caja de moldeo, lo que limita tanto las dimensiones del bebedero como las de la taza. Se debe realizar una relación de compromiso entre las alturas de estos dos sistemas para que su total se ajuste a la altura de la caja de moldeo.
Se ha tomado como diseño aproximado las dimensiones de la figura 3.12, siendo Dpc el diámetro inferior del cono de la taza de colada, Dbs el diámetro superior del bebedero y H la altura de la taza de colada.
Figura 3.12 Diseño taza de colada. [ 7 ]
Pozo de colada
El pozo de colada es la parte de unión entre el fondo del bebedero y el canal de colada. Este debe asegurar una transición suave del flujo de metal fundido, pues es el que recibe al metal líquido con mayor velocidad en su bajada desde el bebedero y lo debe redireccionar horizontalmente hacia los canales de colada.
Uno de los diseños más usados por su efectividad y simpleza es su diseño como cilindro de área cinco veces superior al área menor del bebedero y altura dos veces superior a la altura del canal de colada., tal y como se puede ver en la figura 3.13. Esta optimización fue confirmada por Isawa (1993) en su estudio en el que se buscaba eliminar la generación de burbujas de gas y oxidación exponencial en función del tiempo.
Figura 3.13 Diseño del pozo de colada. [7]
Canales de colada y ataque.
Los canales de colada son los encargados de distribuir horizontalmente el metal fundido hasta la cavidad del molde. El canal de ataque es el conducto final del sistema de alimentación y es el que se conecta directamente con la cavidad del molde, siendo así el que sirve de alimentación directa de material fundido. El canal de colada es el canal que sirve de unión entre el pozo de colada y el canal de ataque, y tiene como función servir de enlace entre ambos, ya que debe existir una distancia mínima entre zonas calientes de gran acumulación de metal fundido como son el bebedero y la pieza o mazarota. Además, el final de este canal sirve como reserva de escorias posibles que se acumulen debido a la orientación de este con el canal de ataque. Normalmente estos canales son horizontales por simpleza en la implementación aunque existe la posibilidad de canales verticales o con cierto ángulo de inclinación. Generalmente se localizan en la línea de partición para moldes en cajas bipartidas facilitando la generación del modelo y su extracción. El número de canales de colada y ataques depende de las dimensiones de la fundición. Para piezas simples y de poco volumen en los que existan caras rectas y de fácil acceso, se puede alimentar con solo un canal de cada tipo. Estos canales se diseñan lo más cortos posibles para evitar enfriamientos prematuros del metal pero con la suficiente longitud para permitir una suficiente distancia a la caja de moldeo y zonas calientes. Para el caso en estudio, al tratarse de una fundición pequeña con geometría similar a la de un cilindro horizontal, se puede alimentar en el plano de partición por ambos extremos del cilindro. Al ser un sistema de alimentación con relación de colada a presión, el canal de colada tiene mayor área que el canal de ataque, por lo que el flujo se acelera en su paso por ambos canales. Básicamente se diseña el llenado de modo que el metal fundido llegue al fondo del bebedero con la suficiente presión y velocidad, se distribuya por el canal de colada el cual lo conduce hasta el canal de colada, cambiando de dirección para acabar finalmente ocupando la cavidad del molde. Tras la unión entre canal de colada y ataque se suele dejar una prolongación del canal de colada, con el fin de conducir a este las posibles espurias producidas a lo largo del recorrido del metal por el bebedero y canal de colada. Además, relaja el cambio de dirección del flujo evitando turbulencias.
Tabla 3.5 Dimensiones normalizadas de los canales de ataque. [7]
La dimensión de la caja de moldeo no es una variable en el caso en estudio pues vienen prefijadas por la disponibilidad de ellas en el taller. Por ello, se hace necesario un posicionamiento correcto de los sistemas con el fin de la mejor colocación de los mismos.
Las dimensiones de las variables de posicionamiento se regulan mediante tablas (Tabla 3.6), en las que se definen las distancias que se relacionan y que se representan en la figura 3.15.
Distancia mínima entre pieza y borde de la caja de moldeo. Distancia entre canales de colada y pieza. Distancia entre piezas.
Tabla 3.6 Distancias admisibles entre elementos. [7]
Distancia pieza – pieza y pieza - molde Tipo de pieza Dimensiones a b B s d Pequeñas 20÷30 35÷60 50÷75 (^) 0,3 de la altura del modelo
0,5 de la altura del Medianas 50÷75 75÷100 100÷125^ modelo Grandes 125÷175 150÷200 175÷200 - - Distancia pieza – conductos de alimentación Base del conducto c [mm]
Tipo de molde
Masa de la pieza [kg] ≤50 51÷250 251÷500 >501 ≤50 51÷250 251÷500 > k1 k
≤
Seco 30 35 - - 30 35 - - Verde 50 60 - - 30 35 - -
26÷
Seco 40 40 45 50 40 40 45 50 Verde 50 55 60 70 45 50 55 60
Seco 50 55 60 50 50 50 55 60 Verde 60 65 70 80 60 60 65 70
Figura 3.15 Distancias admisibles entre elementos. [7]
3.3 Cálculo del sistema de compensación.
Partiendo de la teoría expuesta para el diseño del sistema de compensación aplicado al modelo en estudio, se calcula el dimensionado del mismo y su posicionamiento dentro de la caja de moldeo.
3.3.1 Dimensionado de la mazarota.
Se propone un modelo de fundición con mazarota lateral abierta por sus ventajas a la hora de eliminación de la misma. El dimensionado de la misma en primera instancia se realiza de acuerdo a la situación más desfavorable para que se obtengan las dimensiones mínimas que ha de tener la mazarota para cumplir su cometido correctamente.
Aplicando conjuntamente la regla de la contracción y del módulo se obtiene la dimensión mínima óptima del diámetro de la mazarota según se expresa en la ecuación 3.13.
𝐷𝑚í𝑛 = 𝑀á𝑥 {2 2𝜆+1𝜆 𝑘 · 𝑀𝑝 ; [ (^) 𝜋∙𝜆8𝑛 𝑐𝑣 ∙ 𝑉𝑝]
1 (^3) } (3.13)
En el caso considerado, las constantes involucradas en la anterior ecuación son:
Coeficiente de contracción del material: 𝑐𝑣 = 2,51% (Sn) Mazarota normal: k =1, Constante de mayoración: n = Elección de mazarota lateral: λ =1,
Introduciendo los valores de todas las incógnitas se tiene lo siguiente:
𝐷𝑚í𝑛 = 𝑀á𝑥{42,35 ; 18, 6238} 𝑚𝑚
Dados los resultados se toma un diámetro mínimo de la mazarota de 45 mm.
Ya que una de las consideraciones iniciales es la elección de mazarota abierta, la altura de ésta está supeditada a la altura de la caja de moldeo que se utilice. Así pues, la altura de la mazarota es de 91,5 mm (véase apartado 4.1).
Con todo ello, se tiene las siguientes características de mazarota:
Mazarota abierta, lateral. Diámetro mínimo: 𝐷𝑚 = 45 𝑚𝑚 Altura: 𝐻𝑚 = 91, 5 𝑚𝑚 Volumen mazarota: 𝑉𝑚 = 147,8 𝑐𝑚^3 Distancia de alimentación: 𝐷𝐴 = 35,5 𝑚𝑚
Figura 3.16 Zonas de colocación de la mazarota.
3.4 Cálculo del sistema de alimentación.
Dada la teoría para el perfecto diseño del sistema de alimentación de la pieza, se procede a su cálculo y posicionamiento según las propiedades del metal.
3.4.1 Dimensionado del sistema de alimentación.
De la teoría descrita en el apartado 3.2 se deduce que no existen constantes de la ecuación Mikhailov (ecuación 3.3) para el cálculo del tiempo de llenado para el metal en estudio. Por ello, se toma como primera aproximación para su cálculo las constantes derivadas para el acero como metal más común en fundición en pro de obtener un primer análisis del sistema de alimentación.
Se puede obtener una aproximación del peso total del sistema mediante la ecuación 3.7.
𝑃𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙 = 2,506 𝑘𝑔
Siendo el espesor mínimo localizado en la zona de la brida de la bomba del freno:
𝛿 = 8 𝑚𝑚
Se obtiene un tiempo de llenado:
𝑇𝑙𝑙 = 3,615 𝑠
El tiempo de llenado obtenido sirve como llave para el diseño y obtención del sistema de alimentación.
Debido a la utilización de un modelo bipartido en el cual se generará el molde mediante dos cajas de moldeo, inferior y superior, se puede diseñar el canal de alimentación de la cavidad de la pieza por cualquiera de las partes. Se ha considerado más efectivo implantar tanto canal de colada como de ataque en la caja superior, de forma que sea más cómoda la fabricación artesanal del modelo en arena y se reduzcan los posibles desprendimientos. Esto significa el llenado por la parte inferior de la mitad superior del modelo.
En el diseño de conjunto del sistema de alimentación se ha optado por un sistema con presión, pues su comportamiento hidrodinámico conduce a un aumento de la velocidad del flujo con la correspondiente influencia en la fluidez. Este sistema tiene como desventaja la generación de una mayor turbulencia y oxidación, aunque debido al reducido tamaño de la fundición en estudio estos factores no tienen gran influencia en el sistema. Para el caso en cuestión y con las conjeturas realizadas se toma una relación de colada como sistema con presión 1,2:1,1:1.
Se puede obtener las velocidades en el interior del bebedero sabiendo que la altura del punto más bajo del bebedero, ℎ 3 = 91,5 𝑚𝑚, la altura de la taza de colada se puede aproximar por ℎ 2 = 30 𝑚𝑚. Mediante
la expresión de la energía potencial se tiene que:
𝑉 3 = √2 · 𝑔 · ℎ 3 = 136,165 𝑐𝑚 𝑠⁄
𝑉 2 = √2 · 𝑔 · ℎ 2 = 76,72 𝑐𝑚 𝑠⁄
Por lo que se deduce que el área inferior del bebedero aproximando para un salto efectivo 𝐻 = 80,494 𝑚𝑚.
𝐴𝑏𝑖 = 86 , 273 𝑚𝑚^2 𝐴𝑏𝑖 = 95 , 033 𝑚𝑚^2
𝐷𝑏𝑖 = 10 , 481 𝑚𝑚 𝐷𝑏𝑖 = 11 𝑚𝑚
Con esto se tiene el área superior del bebedero ya que según la teoría expuesta por Campbell (2004), ésta tiene un 20 % más de área que la inferior del bebedero.
𝐷𝑏𝑠 = 12 𝑚𝑚
Aunque aplicando continuidad y la ecuación de Bernouilli se puede obtener de forma alternativa el área superior del bebedero y con ello su diámetro según la ecuación 3.14.
𝐴𝑏𝑠 = 𝐴𝑏𝑖√ℎ ℎ𝑏𝑖𝑠 (3.14)
𝐴𝑏𝑠 = 173,006 𝑚𝑚^2 𝐷𝑏𝑠 = 15 𝑚𝑚
Se toma este último valor del bebedero como óptimo debido a que presenta mayor conicidad y por tanto una mejor adaptación del flujo.
De la relación de colada se pueden obtener las áreas de los canales de colada y ataque fácilmente y mediante las tablas 3.4 y 3.5 se obtienen sus dimensiones óptimas.
Canal de colada:
- 𝐴𝑐𝑐 = 87,114 𝑚𝑚^2
- ℎ = 11 𝑚𝑚
- 𝑎 = 10 𝑚𝑚
- 𝑏 = 7 𝑚𝑚
Canal de ataque:
- 𝐴𝑐𝑎 = 79,194 𝑚𝑚^2
- ℎ = 8 𝑚𝑚
- 𝑎 = 11 𝑚𝑚
- 𝑏 = 8 𝑚𝑚
El canal de colada se diseña con una prolongación de 50 mm desde la unión con el canal de ataque hasta su final.
Para la taza de colada, se opta por una geometría troncocónica por su facilidad de implementación y moldeo de dimensiones:
Base superior: Ø45 mm Base inferior: Ø35 mm Altura: 25,5 mm
La implementación del pozo de colada se realiza bipartida. Esto es necesario debido a la forma de llenado elegida pues al localizarse los canales de colada en la caja de moldeo superior, parte del pozo de colada
Diseño 2. Alimentación por la parte posterior (figuras de la 3.28 a la 3.34).
A Sin mazarota. B Mazarota abierta según distancia de alimentación calculada. C Mazarota cerrada Ø 45 mm en la zona de la brida. D Mazarota abierta en la parte anterior opuesta a la alimentación. E Mazarota cerrada cilíndrica horizontal en la parte anterior opuesta a la alimentación. F Mazarota abierta en canal de colada. G Mazarota cerrada cilíndrica horizontal en el canal de colada.
Diseño 3. Alimentación por saliente lateral (figuras de la 3.35 a la 3.38).
A Sin mazarota. B Mazarota abierta en canal de colada. C Mazarota cerrada Ø 45 mm en la zona de la brida. D Mazarota cerrada Ø 50 mm en la zona de la brida
Figura 3.18 Diseño 1 A (sin mazarota).
Figura 3.19 Diseño 1 B (según DA).
Figura 3.20 Diseño 1 C (mazarota cerrada Ø 45 mm en DA ).
Figura 3.21 Diseño 1 D (mazarota cerrada Ø 50 mm en DA ).
Figura 3.22 Diseño 1 E (mazarota abierta posterior).
