Текст
Рис. 2. Устранение под
lI:!трений с целью бес-
препятственноrо удал(!'"
ния отлив'Ки ИЗ формы
НетеХНОЛО2UЧНО
ТеХНОАоеично
, 1. I ,
r
I
r. I I
I
Толщина стенки ОТJIИRКИ определяется совокупностью
конструктивных и тсхнолоrичсских факторов. К KOH
СТРУКТИDНЫМ факторам ОТIIОСЯТСЯ масса отливки, )I{eCT
кость конструкции, тр('БОВf1I1ИЯ ПО ПРОЧIIОСТИ И rерметич
ности. OCHOBIII)IC ТСХllолоrичсские <1>aKTopbI возмож-
IIOCTI) заполнении и п('р('дачи л.авл('ния, тепловые и проч
IIOCTlIl)IC УСЛОВIfЯ выалкиваllияя rорячей отливки из фор
м 1)1, lI('обхол.имость Ifспользования lЗысокопроизводитель
1101'0, автоматическоrо оборудования. Стенки ОТЛИВОК
ДОЛ/КВI)I им('ть толщину, минимально возможную по теп
ловым условиям заполнения и подпресс(tВКИ. В случае
нсдостаТОЧIIОЙ жесткости или прочности отливку укреп-
JIЯIОТ Т('Хllолоrическими ребрами, толщина которых не
JtOJI/I{lIa превышать O,8 O,9 толщины стеНКII отливки.
<:оБJlюдение принципа раВlIостенности и уменьшение
О()IЦ("'Й толщины стенок позволяет получать мелкозер-
IIIICTYIO структуру по всему сечению отливки и умень-
11111'1'1) ВО]ДУПlно rазовую и усадочную пористость. Для
' ToH )1«(' цели рекомендуется все отверстия в отливке де-
.11:1'1'1) в IIроцессе литья. Примеры конструирования ребер
il\(.'СТI<ОСТИ 1I отверстий, устраняющих возможность об
13
Н технолоzично
Технолоzuqно
Рис. 3. Устранение rазовых и
усадочных раковин созданием
равностенных тонкостенных
конструкций
разования пористости или
раковин в элементах OT
[fJ ливки, приведены на
fJ -т (J [jfJ рис. 3, рекомендуемые
у " толщины стенок отливки
в табл. 3, параметры
литых отверстий в
Табл. 4.
Ж/ О : < В местах сопряжеНIIЯ
разностенных элементов
отливки делают радиусы
и плавные переходы. При
их отсутствии возникаIОТ
rорячие трещины. Радиус сопряжения зависит от спла
ва. Например, при кристаллизации маrниевых сплавов
в уrлах отливок возможна концентрация напряжениЙ,
вызывающая не только rорячие, но и холодные трещины.
Для таких отливок радиусы перехода должны быть не
менее половины толщины стенки. Для остальных спла
вов радиусы принимают равными 1/3 I/4 суммы тол
щин сопряrаемых элементов. Радиусы на кромках от-
ливок делаются для алюминиевых сплавов не менее
0,5 мм, маrниевых 1,5 мм.
Таблица 3
Допустимая толщина стенки отливки, мм
t
Плоu\адь поверхности стенки отливки, см.
.....
Сплавы
До 25 25 1 00 100 250 250 500 Св. 5 О О
Цинковые 0,5 0,8 1 ,О 1 ,2 1 ,8
Маrниевые 0,7 1 ,О 1 ,5 2,0 3,0
Алюминиевые 0,8 1 ,2 1 ,6 2,2 3,0
Медные 1 ,5 2,5 3,0 3,5
Конструкция отливки должна предусматривать ли..
u
теиные уклоны или конусность на плоскостях, перпенди
кулярных к плоскости разъема. Уклоны и конусность
14
1абпица 4
Рекомендуемые параметры питых отверстий
Максимальная rлубин
Минимальный диаметр, мм [отверстий, выражен
иая в диаметрах
Сплавы
технолоrически рекомендуемый
возможный r лухих сквозных
Цинковые 1,0 1 ,5 6 12
Маrниевые 1,5 2,0 5 10
Алюминиевые 1 ,5 2,2 4 8
Медные 2,5 3,0 3 5
а
облеrчают удаление отливки из формы и стержней из
тела отливки, сжимающеrося под действием усадочных
напряжений при охл ждении затвердевшеrо металла.
Рекомендуемая конусность литых отверстий составляет
для цинковых и маrниевых сплавов 0,2 0,5 О/о длины
отверстия, для алюминиемых 0,5 1,0 и для l\fедныx
O,8 1 ,5. Уклоны поверхностей, расположенных перпен-
дикулярно к плоскости разъема, зависят от размеров
этих поверхностей, rлавным образом от высоты, а так)ке
от толщины отливки и типа сплава. Необходимое значе-
11 не уклонов внутренних или на PYil\I1bIX поверхностей от-
ливки можно установить по HOMorpaMMaM, приведенным
lIа рис. 4, НО оно не должно быть меныпе минимально
допустимых значений уклонов, которые составляют для
цинковых, маrниевых и алюминиевых сплавов 15',
для медных 30' [39].
3. СПЛАВЫ
Сплавы для литья под давлением выбирают по хи-
мическому составу, СЛУ)l{ебным и технолоrическим свой-
вам. Требования к технолоrическим свойствам сплава
обусловлены специфическими особенностями процесса,
I'JlaBlIbIM образом быстротой заполнения 11 высокой CKO
pOCTI>IO охлаждения отливки. Сплавы должны иметь хо-
POIlIYIO жидкотекучесть, небольшую усадку и не долж
111.1 в: аимодеЙствовать с металлом формы, так как в про-
'I'IIBIIOM случае происходит налипание, приваривание и
Дlнl)(l)у: ин металла отливки в форму [17]. Если техноло-
l'IPlt't'I{llii процесс не предусматривает эффективную под-
15
...O
'.0 .... "....
\ C:::) з:
, L.. .:.:.
'" "., Q,J:(sCU
, " '-
.......... ,...... .. ..... 1[".. :t:
........ , , "' "" ::::J
... ..
', 1
.. ... / t:. /':::::s
J "-
i ,.....'i '1 ""\(' / /
L......' L ,l/
, ,; \. 1/ 1\{ /
nIIiI 11..
...
"t "" v " 1"1-
,,
"..?'r
1....") \,e.1 I ...
... I ..
" 1" '"
сос::) " L k: L
,"
.... '... w
"" .. " ..
... ., .,
, ,
'" I" I\
I
.......
"" r----
с:::..... t:::)
с:::) .... .... t:::)....
.....
['... ..:::t-
С::; с::::) t:::).... с:::) ....
о
.3;t Ч ;:' Q
I ""
,"- " \. ".
'", ..... c:u
) ",..... ... :::, 55
, ," "01 , ::t -- .
, OQ :::s :::s
, ....:\ t:: ::х: :t:
"' '. I--- t.,) c"t:) ::t ..
... .. Q,) t:::s
, .. ... : ..... / 't:. ,; 't::3 J /:::r
ca'К' ). 1,;' / /
" ., NJ7
'" ., /
t" С.. [, '( ," J
" ",.... ..'/
::J It'
00, W,
..... \.. ,
" "'I' r'L f\ ':)'
...., , y ,.
"'" 1 t.. в..
""'-01 '" "
"fC ,
'i. х:: \.
f \.
.. t"
I 'C) ;::: "
I '1"1 1\1 I
"'"
........
...
...(::
c::t)
CIC:)
t'-
k)
t: <::::) (::::) t:::)
t: r:---. .... '-r) ....
"f.... ...
C:t-a
....... .... ... ... с:::) с:::) с::::)
(::::)
....
....
16
..
,.l::
с:>.
<.о
N")
I
О
:s::
(.)
:s::
са
('1)
са
'::S::
Q)
Е-<
(,J
О
:I:
><:
Q)
са
о
t::
.........
\о
.......,.
::S::
><:::t:
:аса
:I:::S::
:E
O
::S::
::t:
:I: ::с
::S::
(,J
.........
"'---':а
f-o
><:8
::S::::a
са
Q)f-o
O
>-:;::
==f-o
са и
о::
с:::{
:а
:I:
о
::t:
>-
Q)
21
:I:
':>::
Q)
f-o
::s::
r:::
(,)
::S::
о..
Рис. 5. Зависимость t1B злюми-
lIy.eBoro сплава от толщины
стенки отливки
G в ,I1Па
2 O -
.r
160 2
1
80 ООТЛ ,11f1
О ? '1 б 8
l
прессовку и передачу конечноrо давления в форму ВПЛОТЬ
до полноrо затвердевания отливки, сплав должен обла-
дать узким интервалом кристаллизации.
Механические свойства в бо.пыuоi1 степени зависят от
толщины стенки отливки. Это об1 ЯСIIЯСТСЯ неравномер-
ностью структуры по сечению отливки. Нельзя не учи-
тывать при выборе сплава 11 особснности ведения про-
цесса: вакуумирование, подпрессопку и др. На рис. 5
показано изменение ан аЛlоминиеВОI"'О сплава типа
(AlSi 10 Си 1,5) в зависимости от ТО.J1ЩИНЫ Б ОТ : I отлив
ки при обычном процессе (кривая 1), вакуумировании
(кривая 2) и подпрессовке (I<ривая 3). На рисунке вид-
110, что один и тот )I(e сплав прочнес в ТОНКIIХ сечеНIIЯХ
отливки, причем вакуумирование И, особенно подпрес-
совка, увеличиваlОТ ан в более толстых отливках.
Сплавы на основе олова и свинца. ЭТН сплавы наибо-
лее леrкоплавки и )I(ИДКОТСКУЧИ, 110 имеIОТ довольно
Таблиuа 5
Химический состав и некоторые физико-механичсские свойства сплавов
на основе олова и свинца
Химичсскис элементы
11 IЮЮlзат('ли фllзико меха
IIII'IССКИХ СRОЙСТВ оловянныс
Сплавы
СRШlцоnые
свинцоnо- сурьмя-
ные
SI1,
1>1>,
Sb, %
Си, %
Лs, %
AI+Zn, %
Плотность, r/CM 3
оп, МПа
J/B
85 91
До 0,35
5.......14
4 6 5
,
До 0,08
До 0,02
7,3 8,2
63 71
25 35
4,5 5,5
85 91
9,25 10,75
0,4 0,6
О, 15 0,25
До 0,02
10 10,5
54 97
15----25
9 , 1 9 , 4
98 99
30----35
11
НиэкУю лРочность и твердость (табл. 5). I'лавitое i1peu-
мущество их заключается в возмо}кности заполнять
форму при MaJIbIX давлениях, что позволяет использо..
вать небольшие машины с I'орячеЙ камерuЙ прессова..
ния.
Отливки из сплавов на основе олова леrко поддают..
ся пайке мяrким припоем, что служит основанием для
их применения при изrотовлении деталей радиоаппара-
туры, peHTreHoBcKoro оборудования и некоторых прибо-
ров. Отливки имеют очень высокую точность (до 8-ro
квалитета СТ СЭВ 145 75), толщину стенок в мини-
мальных сечениях до 0,5 мм и малую шероховатость
поверхностей (Ra 0,32 O,63). Небольшая присадка ме-
ди в свинцовых спл.авах также, как и добавка мышьяка
в свинцово-сурьмяные сплавы, задерживает рекристал-
лизацию свинца и способствует получению мелкозер-
нистой структуры и повышению коррозионной стойкости
литых деталей.
ЦИНКовые сплавы. Сплавы на основе цинка с добав-
лением 3 5 О/о алюминия широко применяют для литья
под давлением блаrодаря хорошим литейным свойствам,
позволяющим получать сложные, тонкостенные отливки
больших размеров. Цинковые сплавы не взаимодейству"
IOT с металлом формы и камеры прессования, что позво-
ляет применять для заливки автоматические машины с
rорячей камерой прессования. Низкая температура плав-
ления (до 673 К) этих сплавов обеспечивает высокую
стойкость форм до 500 тыс. И даже до 1 млн. циклов.
На отливки из цинковых сплавов можно наносить деко-
ративные, упрочняющие и защитные покрытия без пред-
варительной полировки поверхности. Суммарный расход
энерrии при изrотовлении отливок меньше, чем для ана-
лоrИЧIIЫХ деталей из пластмасс [113].
Для литья под давлением применяются цинковые
сплавыI с алюминием типа ZnAI4, не подверrающиеся
старению, и цинково-аЛlоминиево медные сплавы
ZпАl4 Си 1, ZnAI 4Си 3 и ZnAIIOCu5, подверrаемые lIС-
скусственному старению (табл. 6).
Все цинковые сплавы склонны к ме)l(кристаЛЛllческой
коррозии, распространяющейся по rраницам зерен даже
при очень малом содеР}К311ИИ таких элементов, как кад..
мий, медь, олово, свинец и железо. Общая сумма приме-
сей этих элементов в стандартном сплаве не дол)кна
превышаТI> 0,5 о/о.
4
18
Таблица 6
Химический состав и некоторые Физико механические свойства спnавов
на основе цинка
Химические зпементы Тип сплава
и показатели
физико-механических ZnA 14 ZnAI4Cul ZпАI4СuЗ ZnAl1 OCu5
свойств
AI, % 3,5 ,3 3,5 4,3 3,5 4,5 9......11
Cu, % О, 75 1 ,25 2,5 3,5 4 6
Mg, % 0,03 0,06 0,03 0,06 0,02 0,06 ......
Плотность, r /см 3 6'7----6'8 6,8 7 7,1 7,4 7,1 7,4
0'8' МПа 250 270 260 280 210----290
б, % 2 ------4 2 ----3 2 2,5 O,5 1 ,5
НВ 60----80 70 90 80 100 90----100
Стойкость сплавов к атмосферным воздействиям По-
вышается, во первых, использованием для приrотовле-
ния сплава цинка высшей степени чистоты (99,99 о/о) и,
во-вторых, введением до 0,1 О/о маrния. Содержание Mar
ния более 0,1 о/о повышает хрупкость сплава в rорячем
состоянии. Для отливок, подверrаемых старению, можно
применять сплав с повышенным количеством алюминия
(до 12 о/о) и сравнительно невысоким содер}канием ме-
ди (не более 2 О/о) со следующими механическими свой
ствами: О'в 250 МПа. б 1 О/о, нв 95 [15]. При изrо
. .
товлении отливок на машинах с холоднои камерои прее-
сования можно использовать сплавы с еще более высо-
ким содержанием алюминия, например, сплав, содержа-
щий 27 о/о алюминия и 2,2 0)0 меди [116].
Алюминиевые сплавы. Для литья под давлением в
основном применяют сплавы системы алюминий крем
lIий медь маrний. Введение кремния в сплав увели-
чивает }кидкотекучесть и прочность. В сплавах, coдep
жаЩIIХ 11,7 о/о кремния, образуется эвтектика твердоrо
раствора и кремния, и их жидкотекучесть максимальна.
M{"\JtI) упрочняет сплав, но, располаrаясь по rраницам зе-
р{\н, СНИ}I{ает коррозионную стойкость ОТJlИВОК. Рекомен-
)1У(\ТСЯ добавлять в сплавы алюминия с кремнием не бо
лес 4 О/о меди. Введение меди также уменьшает усадку.
Маrнии добавляется в алюминиевые сплавы в количест
IJе )10 1 О о/о. Он повышает коррозионную стойкость,
IIлаСТИЧIIОСТЬ и ударную вязкость. В то же время маrний
11 кремний образуют соединение Mg 2 Si, растворяющееся
19
в твердом растворе алюминия и повышающее хрупкость
сплава. Поэтому рекомендуется добавлять в алюминие-
во кремниевые сплавы не более 1 О/о маrния, а в алюми-
ниево маrниевые не более 1,2 о/о кремния.
Наиболее широко ПрИl\fеняют алюминиевые сплавы
четырех типов: AlSi 12, AISi9MgO,3, AIMg8 и AISi8C'u4
(табл. 7). Сплав эвтеКТlIческоrо состава AISi 12 имеет
Таблица 7
Химический состав и некоторые физико-ме анические свойства сплавов
на основе алюми ния
Тип сплава
Химические элементы и по
казатели физико механических AIMg8 AI Si 8Cu4
свойств AI Si 12 AI Si9MgO.3
Si, % 10-----12'5 8 10,5 7,5 8,
Mg, % 0,2........0,3 9,5 10,5 О,з о,
Си, % ----- 1 1 ,
Мп, % ----- 0,2 0,5 0,3 O,
Fe, не более 1 ,5 1 0,2 0,9
Плотность, r /СМ 3 2,7 2,8 2,7 2,75 2,6 2,65 2,8 2,
Интервал кристаллиза 5 8 15 20 80 90 55 65
ЦИИ, rрадус
ан, МПа 150 160 300 250
б, % 1 2 8 3
НВ 50 55 75 75
5
5
5
5
9
повышенную жидкотекучесть но недостаточно высо-
кие механические свойства. Сплав AlSi9MgO,3 бо-
лее прочен и устоЙчив к коррозии, но менее )1{I1дкотекуч,
чем предыдущий. ТеХIlолоrические свойства сплава
AIMg 8 низкие, и ero применяют в случае необходимости
обеспечения высокой коррозионной стойкости. Сплав
AISi8Cu4 достаточно жидкотекуч, коррозионно стоек и
прочен. Область ero применения расширяется блаrода-
ря возможности эффективной подпрессовки отливок. Ме-
ханичеСI{ие своЙства сплавов алюминия с кремнием и
медыо мо)кно повысить путем введения титана (до
0,3 О/о) и ма рrанца (до 0,5 О/о).
Для отливок, работаЮJЦИХ при выIокихx вибрацион-
ных наrрузках, рекомендуется сплав типа AlSi7 MgO,4,
леrНрОВ3I1НЫЙ ТlIтаном, цирконием и бериллием (в CYM
ме 0,5 О/о). Для отливок, работающих при повышенных
20
температурах, рекомендуются сплавы с содер)канием
кремния до 18 О/о [68]. В электротехническоЙ промыш-
ленности используется цинковыЙ силумин с добавкой
цинка до 9,5 О/о и маrния О, 1 0,3 О/о. Сильная окисляе-
мость этоrо сплава приводит к попаданию оксидных пле-
нок в поток, ухудшая заполняемость формы. Я. И. Бреr-
маи и друrие рекомеНДУIОТ изrотовлять тонкостенные
отливки из цинковоrо силумина ЛИIlIЬ с использованием
подпрессовки.
rлавный технолоrический нсдостаток аЛIоминиевых
сплавов склонность растворять железо. В результате
аЛIОМИI!иевые сплавы привариваются к железосодер)ка-
lЦИМ деталям камеры прессоsания и формы. Приварива-
ние усиливается при высокой скорости удара сплава о
стенку формы. Для нейтрализации приваривания в алю-
миниевые сплавы вводится некоторое количество железа,
но не более 1,5 О/о, а в сплавы алюминия с маrнием не
более 0,2 о/о. в противном случае сплав делается менее
)I{идкотекучим и более хрупким как в rорячем, так и в
холодном состоянии (96].
Маrниевые Сfiлавы. Область применения маrниевых
сплавов для литья под давлением с каждым rодом рас-
1I1иряется. Этому способствует создание машин с BЫCO
кими скоростями прессования, позволяющими сокра-
тить время заполнения формы, что необходимо вслед-
ствие меньшеrо объемноrо теплосодержания маrниевых
сплавов по сравнению с алюминиевыми или цинковыми.
Продол)кительность отвода теплоты переrрева ОТ стан-
л.артноrо маrниевоrо сплава, по данным Л. В. Никули-
на и друrих, составляет 52 О/о времени для алюминиево-
I O сплава [52]. Одновременно возрастает темп работы
маIlIИНЫ [84].
Одно из важнейших технолоrических преимуществ
маrниевых сплавов отсутствие приваривания к по-
псрхностям камеры прессования и формы. Это позволяет
уменьшить литейные уклоны на 20 25 О/о, снизить рас-
ХО)! смазочноrо материала, повысить на 100 150 О/о
t'Toj'IKOCTb форм и изrотовлять крупные нераВlIостенные
JL(\тали. Например, на Мелитопольском заводе «Авто-
цвстлит» из маrниевоrо сплава отливаlОТ такие отливки,
1<:1 I{ ка ртср КОЛСIIчатоrо вала и ка ртер ]{оробки передач
:1 втомобllЛ51 11 О J. 1-1 а за B()JtaX qHIpMbI V olkswa gcn (Ф pr)
()T.'IIIB:110T блок автомобильноrо двнrателя массоЙ около
20 I\r, () одна из норвежских фирм автомобильную па-
21
нель размерами 520х425х250 мм при средней толщине
стенки 2,25 мм [88].
Одно из rлавных преимуществ маrниевых сплавов
как конструкционных материалов высокая удельная
прочность (О'в/Рм), обусловленная сочетанием малой
плотности (1, 7 1,8 r/CM 3 ) со сравнительной высокой
прочностью (150 250 МПа). По величине отношения
ап/рм литейные сплавы на основе маrния уступают, как
это видно из приведенных ниже данных, только титано-
вым сплавам:
Литейные сплавы. . . . Маrllиевые Цинковые
Ов/Рм . . . . . . . .. 100 150 40 60
Алюминиевые
60 90
ав/рм · · · · · ·
. . .
60 80
Продолжение
Сталь (низколеrиро- Титановые
ванная)
80 140 140 200
Литейные сплавы.
. . .
Медные
Маrниевые сплавы хорошо противостоят ударным и виб-
рационным наrрузкам да)ке при отрицательных темпе-
ратурах. Они коррозионно-устойчивы в средах мине-
ральных масел, бензина, керосина, щелочей, кислорода,
а пра наличии защитных покрытий сохраняют работо-
способность в морской воде.
Для литья под давлением обычно применяются Mar-
ниевые сплавы со следующим содержанием леrирующих
элементов, о/о: алюминий 7 10, цинк 0,2 1 и марrанец
0,15 O,5. В табл. 8 приведены основной химический со-
став и механические свойства маrниевых сплавов, ис-
пользуе fЫХ в СССР, Европе и США.
АЛIОМИНИЙ II цинк В маrниевых сплавах повышают
жидкотекучесть, прочность, но снижают коррозионную
стойкость (51). Кроме Toro, цинк увеличивает хрупкость
сплава в rорячем состоянии. Поэтому сплав Мл6, содер-
жащий до 2 о/о цинка, хотя и обладает ХОрОIUИМИ литей-
ными свойствами, редко применяется для литья под дав-
лением. НаПЛУЧIIIrс сочетание механических и техноло-
rических свойств имеют сплавы с добавкой цинка 0,3
0,5 о/о.
Маrниевые сплавы в основном леrируют с образова-
нием базовой системы Mg Al. При высоких скоростях
охлаждения наблюдается неравновесная кристаллиза-
ция маrниевых сплавов, содержащих от 1 до 12,7 о/о
алюминия, и изменение их структуры вместо б-твер-
22
Таблица 8
Х имически состав И Физико мехаhические своАства сплавов на основе
маrния
МЛ5 М 1 041 О Ml1910 GD---- GD----
Химические эле. MgA18Zn 1 MgA19Zn
менты и показа-
тели физико-меха- rOCT Ст ANSI/ASTM Ст DI N
"ических свойств
2856----79 В94----77 (США) 1729----73 (Фрr)
Аl, % 7 ,5 9 3'5----5 8'3----9'7 7 8.51 8 9.
Zn, % 0'2----0'8 0,12 0,35 1 0'3----1
Мп, % о , 15----0 , 5 0,2 0,5 0,13 О , 1----0 , 3
Си, % 0,06 0,1 0,2
Si, % 0'5----1'5 0,5 0,3
Ni, % 0,03 0,03
0'., МПа 150 210 230 200 240 200----25
б, % 2 6 3 1 3 О , 5----3
НВ 50 63 60 85 65 85
5
о
доrо раствора алюминия в маrнии и избыточноrо интер-
металлическоrо соединения Mg 17 AL 12 , выделяющеrося
в теле ero зерен, выпадает б-твердый раствор алюминия
н эвтектика б+Мg I7 Аl I2 , которая образует сплошную
сетку мех{ду зернами раствора [52]. В результате резко
увеличивается интервал температуры кристаллизации и
повышается жидкотекучесть, но одновременно возраста-
ет усадка. Для повышения механических свойств, жа-
ростойкости и коррозионной стойкости в маrниевые
сплавы добавляют марrанец. !(роме основных леrирую-
щих элементов в стандартные маrниевые сплавы для
улучшения их литейных свойств добавляется 0,06
0,35 О/О меди, 0,2 0,5 о/о кремния и 0,03 о/о никеля. в це-
лях защиты от окисления в маrниевые сплавы вводится
до 0,002 о/о бериллия и до 0,3 о/о церия, причем церий по-
выlIаетT механические свойства и коррозионную стой-
кость. Для СНИ)I{ения rорячеломкости М. Ф. rIlIкитина и
друrие рекомендуют добавлять 13 маrниевые сплавы до
0,3 о/о лантана. r. Фёрстер указывает на возможность
1I0выlенияя содер)кания цинка в маrниевых сплавах до
8 10 о/о, поскольку при литье под давлением вследствие
высокой скорости крпсталлизации задер)кивается обра-
:Iование хрупкоrо интерметаллическоrо соединения
Mg 2 Zl1 [94].
Перспективными КОНСТРУКЦIIОННЫМИ материалами
МО)l{1I0 считать сверхлеrкпе маl'ннево-литиевые сплавы,
23
например, СlIЛаВ На основе Маrния, содеР.II<ащиЙ 15
16 о/о лития, 6 7 о/о цинка и 0,4 0,5 О/о алюминия. Ис..
следования М. А. Томсинской И С. Я. Попова показали,
что при плотности 1 ,25 1,3 r/CM 3 такой сплав имеет вы-
сокие механические свойства ((jB 220 МПа, б 4 О/о,
н в 80) и литейные свойства подобные сплаву Мл5
[71] .
Медные сплавы. Для литья под давле,нием IIСПUЛЬЗУ"
ют в основном латуни, реже бронзы. Марки, химическиЙ
состав и механические свойства латуней, ПРlIменяемых
в СССР, Европс и США, даны в табл. 9. Кремнис-
тые латуни имеют низкую температуру плавления, мини-
мальный интервал температур кристаJIлизации и макси-
мальную жидкотекучесть, свинцовые хорошо обрабаты-
ваются резанием, а содержащие алюминий имеют повы-
шенную износостоЙкость.
Олово и cypI Ma образуют хрупкие металлическис со-
единения Clt2Sb и СU2SП. Сумма примеси Sb + Sп не
должна, как правило, превышать 0,3 О/о. Однако при
нейтрализации вредноrо действия олова за счет введе..
ния марrанца (около 0,3 О/о) допустимо содержание оло-
ва до 1 О/о. Такие латуни применяются, например, фирмой
Andcrson (Швеция) для литья под давлением деталей с
высокой коррозионной стойкостью [107].
Изrотовление матриц и пуансонов форм из молибде-
новых и молибдено-вольфрамовых сплавов расширило
область применения бронз для литья под давлением.
Для деталей судовой арматуры используют бронзу мар-
ки БрАЖ4Н4Л или БрА 1 ОЖ3Мц2 (i qCT 493 79,
613 79), с содержанием алюминия 7,5 8,5 О/о [56]. Та..
кое содержание алюминия необходимо для сохранения
достаточной пластичности сплава в условиях быстроrо
охлаждения. Бронза, отлитая под давлением, имеет
(jB==620 680 МПа и б==7 11 о/о.
Сталь. Литье под давлением стали и друrих сплавов
с высокой температуроЙ плавления осущеСТВЛЯIОТ в спе..
циальныx машинах, детали камсры прессования и фор-
мы которых изrотовляют из сплавов на основе молибде..
на или вольфрама, выдерживающих температуры выше
1700 К. Наиболее подходящие для литья под давлени"
ем коррозионно-стойкие стали, имеющие более низкие
температуры начала и окончания затвердевания, чем
друrис леrироваНIIые стали, блаrодаря чему повышаются
стойкость форм, четкость 1{()HTypOB и качество повсрх-
24
о)
ro
::1
::s::
r::
\о
.:
си
=
>а
f-
е:;
1:0
f-
U
.:
о
са
u
си
:s:
u
си
:r
:s:
=
си
:Е
:s:
=
f-
U
О
U
.:
:s:
u
си
:r
:s:
:Е
:s:
CQ
::х:
....е
с'
..
<)
r::
&:Q
'=>
I
....... .J:J
с Q..
N
I
QJ
О
=
..а
r::
1-0 ......
<J <
О
"""
'*
i
1-0
:с
QJ
== ....
QJ fJ)
r::
(1)
:с
со
о
:с
()
О
::s
U
1-0
Q.
:с
U
со
r::
t::
(J
::с:
Q.
I с
с
.....
u') с
..... C':I
С С
С С
c't) C':I
I I
00
..
с
I I
Lf:)
..
I I
c't)
...
с
..... .....
00 ф
I I
00 1......
t'-- u')
С
00
I
.....
.....
t'--
t......
.....
f--t
t....
U
ф с
..... :;-
:::f
с
u') u') I о) t-....
C':I t-.... I I
..... u') 00
00 ф
00 I 'с Н:>
C':I C':I
С С I Lf:) с
tC сх) 00 00
Lf:) C\J Lf:)
C':I
..
C':I u') Lf:)
ф I ..... ..... C':I
.. .. .. ..
о t-.... О О С
..
С
..... u')
I .. Lf:) Lf:)
I ф ..... .....
I .. ..
.. о с
с
u') u')
C':I
00 00 .. ..
.. c't) .. .....
с I I
I .. I
с Lf:) Lf:)
[........ t'--
.. ..
c't) с
C':I C':I Ф
00 Ф Ф c't) t'--
I I I 00 ф
t(j о) С I I
.. Lf:) ф с c't)
00 00 ф
[........
t....
а..
z а
f--t u
C't) rл .........,
Qt'-- < Ф
I t'--
UO) U I
о
t'-- Ф
..... t'--
.....
..о Lf:)
. .... ...... с с
rл а.. с с
u') t'-- Lf:) 00 о)
..... c't) C':I t.... t'--
s= s= s= 00 00
N N N U U
::s ::s ::s
U U U
f)
ности отливок. По данным В. и. Белова, при литье ста-
ли типа Cr 18Ni8 в форму из металлокерамичсскоrо МО-
либдено-вольфрамовоrо сплава стойкость достиrает
5 Tы.. запрсссовок, а при применении молибденовоrо
сплава свыше 15 тыс. запрессовок [6].
Из стали отливают отливки массой 0,015 1,5 Kr с
толщиной стенок 1 6 мм. Максимальные размеры отли-
вок: в плоскости разъема 160х 170 мм, в плоскости,
перпендикулярной к разъему 40 мм. При конструиро-
вании отливок избеrают локальных элементов, способ-
u
ствующих концентрации напряжении как в отливке, так
и в форме. Сопряжения стенок, ребер }кесткостти и сте-
нок с ребрами выполняют в виде скруrлений радиусом
не менее 1 мм. rрани внешнеI"О контура отливки cI<pyr-
ЛЯIОТ радиусом не менее 0,5 мм. Литейные уклоны на
внешнем контуре составляют 30, а на внутреннсм, в мес-
тах затрудненной усадки 5 100 [31].
В СССР дЛЯ литья под давлением применяют уrле-
родистыс коррозионно-стойкие стали 10Х18Н9Т,
10X18rII0T, 10Х18Н12М3ТЛ (rOCT 2176 77), литей-
ные стали 12Х18Н9ТЛ, 12Х18Н12М3Т Л (rOCT 5632
72), специальные сплавы 50Н, 29НК (rOCT 10994
74). Стали, содержащие леrкоокисляющиеся элементы,
отливают под давлением в вакуумируемые формы [7].
В табл. 10 приведены марки, химический состав и меха-
нические свойства сталей, применяемых для литья под
давлением в США.
Таблица 10
Стали для литья под давлением
Марка
стали
Механические свойства
после термообработки
Химический состав, % (остальное Fe)
Ов' МПа
6. %
1018 0'15----0'2 С 900 1050
1020 О, 16 0,22 С 900 1050
304 18,0 Cr; 8 Ni 750 820
4618 0,16----0,21 С; 1,65 2Ni; 0,2 0,3Mo 1440 1920
13
13
20 38
2 3
Чуrун. ТРУДНОСТII ЛIIТЬЯ чуrуна связаны с отБСЛlfва
ннем 11 образованием в отбеЛСIIНОl\1 слое rорячих тре-
ЩИН. Используя модификаторы, снижающие ПОЧТи ВДвое
I'лубину отбеленноrо слоя, фирма General Electric
(CLlIA) освоила производство отливок из чуrуна следу-
ющеrо состава, О/о: 3,7 С, 2,5 Si, 0,6 Мп. Температура
заливки чуrуна в камере прессования составляет 1548
1600 К. После отжиrа ceporo чуrуна в течение 2 ч при
1227 1< на месте отбеленноrо слоя образуется структура
KOBKoro чуrуна, обеспечивающая 00==360+420 МПа,
(1'11 == 520+ 700 МПа, Н В == 82+85 и стрелку проrиба
1,1 1,5 мм. Аналоrичные результаты получены одноЙ
из японских фирм при литье под давлением чуrуна, со..
держащсrо, о/о: 3,8 С, 2 Si, 0,37 Мп; 0,07 Р; 0,05 S. Ис..
пользование модификаторов и KpaTKoBpeMeHHoro высоко..
температурноrо отжиrа позволяет отливать TaK}I{e чуrун
с Ulаровидным rрафитом.
Титановые сплавы. В настоящее время освоено IIзrо..
топление ОТJlИВОК IIЗ титановых сплавов системы Ti
АI Мо -Zr Si и Ti AI с использованием разовых
стержней, изrОТОВJlенных из rрафитосмоляной смеси. Эти
смеси обладаlОТ достаточной прочностью, неБОJIЫIIОЙ
усадкой и не разрушаются струей металла, заливаемо..
ro под давлением. В табл. 11 приведены данные
т а б л 11 Ц а 11
Химический состав и ме"анические свойства сплавов на основе титана
х.
IМIJlI{'СIНJЙ состав, % МеханнчеСКJfО своАстпл
(образцы диаметром 5 мм)
Мо Zr 51 Ов, МПа 6, % ан, КДЖ/М!
3,3 1 ,5 0,25 JOOO 1020 8 9 4 250 280
,
800 838 6 7 ,2 350 400
Марка
Сl1лаnа
Al
ВТ9Л 6,3
ВТ5Л 5,0
Л. М. Хромова и В. В. Меркулова по химическому соста..
ву и механическим свойствам образцов, вырезанныIx из
отливок толщиной 10 м.м, при литье ПОД давлением ти"
TalloBbIX сплавов ВТ9Л и ВТ5Л в формах из }I{аропроч-
1101'0 штаМПОВОI'О сплава 3Х2В8Ф.
Использование rрафитовых стеР)I{неЙ дает возмож"
!lOeTI) получать заrотовки IIЗ чистоrо титана (марки
I 'I" 1 Jl), температура плавлеНIIЯ KOToporo составляет око..
27
ло 1940 К. Титан ВТIЛ имеет меньшую конструкцион-
I1YIO ПРОЧIIОСТЬ, чем сплавы ВТ9Л и ВТ5Л, но облапает
ХОРUШIIМИ теХНUJlurическими своЙствами и высuкоЙ I<ur
розионноЙ стойкостью. Высокие скорости затвердевания
титановых отливок в металлических формах с rрафито
вым и CTep)I\II51 м 11 пра ктически исключаlОТ вза имодеЙст
вне титана с формоЙ 11 ВОЗНlIкновение у поверХIlОСТII ЛII
тых изделиЙ так назыIаемоrоo аЛI)фIlIIиропанноrо слоя
[8 J .
rЛАВА 11
ДВИЖЕНИЕ МЕТАЛЛА В ПОЛОСТИ
ФОРМЫ
1. РАЗВИТИЕ ТЕОРИИ ЛИТЬЯ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Движение расплавленноrо металла в литниковой систе
ме и форме, как и движение любоЙ жидкости, подчиня
ется законам rидравлики. Характер 3Toro дви}кения 33
висит ОТ совокупности таких переменных факторов, как
физические своЙства сплава, температура заЛИВI{И и фор-
мыI, давлеНIIе металла, раСПОЛО)I{ение и размеры литни
KOBuIX вентиляционных каналов, промывников, объем
отливки 11 ее размеры, соотношение масс отливки и фор-
1Ы, свойства смазочноrо материала и толщина сл()я,
объем камеры прессования и др.
Заполнение формы дол}кно начинаться в тот момент,
коrда заканчивается период разrона пресс-поршня и
движение металла становится установившимся. В про
тивном случае металл движется с ускорением и проис-
ходит рассеяние потока, препятствующее удалению воз
духа и rазов из полости формы. Если скорость потока
и давление ero постоянны, струя жидкоrо металла пос-
ле выхода из питателя сохраняет свою конфиrурацию,
т. е. (рорму сечения питателя. Это подтверJl{Дено MHoro-
численными киносъемкаМII 11 фотоrра{риями процесса
заполнения. ПОЛОJl{ение о постоянстве конфиrурации
впускной струи основа rидравлической теории запол
нения при литье под давлением.
Для установившеrося движения расплавленноrо Me
талла, рассматриваемоrо как нес}кимаемая жидкость,
справедливы основные уравнения rидродинамики. Поз
28
тому при изучении движения металла в камере прессо-
вания, литниковой системе и форме IIспользуется урав..
нение непрерывности расхода или неразрывности пuто..
ка:
V i ! i == const.
(3)
Из уравнения (3) следует, что произведение средней
скорости Vi IIотока на ПJlощадь ero попсречноrо сечения
1"; остается постоянным для любоrо сечен я рассматри"
ваемой системы заполнения.
Для установившеrося движения потока металла В полости фор..
мы справедливо и уравнение Бернулли, устанавливающее зависи-
мость между скоростью и давлением В различных се 1 Iениях полости
формы. При соответствующих литыо под давлением ВЫСОКИХ значе-
III1ЯХ давлсния р уравнение БерllУЛЛИ записывается в следующем
виде:
Pl/PM + a 1 v i/ 2 == Р2/РМ + a2v /2 + Ар/рм,
(4)
r де аl и а2 коэффициент неравномерности распределения «живых
IIЛ 111v 2 f2 по сечениям 1 н 2; dp Ilотери давления на преодоление
I'IfдраВ.lических сопротивлсний мс)кду сечениями 1 и 2.
Уравнсние (4) позволяст изучать процесс движения металла только
ВДОJlЬ одной координаты. Для рассмотрения профиля скоростеЙ в
1\ 1}I\ДO:yl сечеНИII потока слсдует использовать уравнения IIaB'be
СТОl\са, которые устанавливают связь между скоростями и давле
IIIISlM 11 В !\(1)1{ДОЙ ТОЧКС прямоуrольных координат X 1 YI z:
dvx/dt == (l/рм) (др/дх) + Vv 2V x ; }
dVy/dt == (l/рм) (др/ду) + "\7 2 у ;
dvz/dt == (l/рм) (ap/az) + v\72 vz ,
(5)
I'ДС V 1\llllСМ[)ТlIчсская вязкость расплаВЛСllllоrо
V'.!.V y , V 2 V z операторы Лапласа, опрсдслнсмыс
11 рОIlЗВОДНЫХ,
1етаJlЛ[); V 2 v x ,
CYMMoii частных
2Vi == a2Vi/aX2 + a2Vi/ay2 + a2Vi/a2Z.
и==х, у, z)
Уравнсния (5) состаплены для изотермическоrо движения (v==const).
Реальный процесс литья под да влснисм протекает в условиях быст-
РО! U охлаждсния ПОТОКа, при которых нсльзя не учитыв'ать ,измене
IIHC вязкости мстаЛJlа. Поэтому для решения задач о распределе
111111 скоростсй по сечению ПОJlОСТИ формы необходимо ввести в
уравнсния (5) пеРСМСНIIУЮ ФУНКЦИIО v=='Ф(Т) и добавить к этим
уравнсниям уравнсние распространения тепла в потоке охлажда
t'MOI'O металла.
Теория заполнения л. Фроммера. Для рассмотрения
IIроцесса течения )I{идкоrо металла при литье под дав..
JH\lIlIt'M Л. Фроммер первым прнменил законы rидравли"
29
КИ И На их основе дал анализ заполнения прямоуrоль.
ной полости при идеальном безвязкостном ДВИ}I{ении
потока и при реальном с учетом сил трения [95].
Расчет скорости впуска Л. Фроммер дает на основе
формулы Торичелли без учета rидравлических сопротив-
лений и тепловых потерь. Соответственно величина ско"
рости впуска V вп определяется формулой
V ап == V2Р пр /{Рм [1 (fвп/Fотп)2]} ,
(6)
rде Рпр давление металла в камере прессования Ma
шины; fnп и Р ОТ .'1 площади поперечноrо сечения впуск
Horo канала (питателя) и отливки.
л. Фроммер создавал свою теорию применитеJIЬНО I{ машинам
с rорячей камерой прессования, в которых заполнение моrло начи-
наться в период pa]I'OIIa преСС ПОрШIIЯ. Такое заполнение было осо-
бенно характерным для первых ТIIПОВ rорячекамерных машин (:
компрессионным прессов'аНllем. Предложенная Л. Фроммером фОD
мула для определения ПРОДОJI)l{итеЛЫIОСТИ t зl1п заполнения с уче
том среднеЙ скорости VРl1З впуска в перlIОД разrона имеет вид:
t зап == [(11 Vfвп/Fпр lJвп/Fпр . lв)/v вп ] In [(V ВП +
+ V p 8S) / (и вп V p 8S)] ,
(7)
rде 11, 12 JI lз рпССТОЯIlIIЯ, проiiдеНllые метаЛJIОМ в I<aMepe прессо-
nания, ЛIIТНIIКО13ЫХ каналах 11 пнтателе; I,'пр ПЛОlцадь поперечноrо
сечения камеры нрессонаНIIЯ.
Процесс дви)кения металла при встрече струи с
rладкой стенкоЙ, перпендикулярноi,i к направлеНИIО
струи, Л. Фроммер разбивает на два периода: удара и
стекания. В момент удара скорость резко замедляется,
сечение струи увеличивается, создавая rидравлический
подпор, из KOToporo образуются пристеночные струи.
Скорость струЙ остается равноЙ V нп , а площадь попсреч
Horo сечения составляет fвп/2 (рис. 6,а). В зоне 2l струя
оказывает на стенку давление Рф, распределение KOTO
poro зависит от величины сечения потока (рис. б, 6).
После поворота пристеночных струЙ их скорость и сече-
ние сохраняются даже после образования в зоне подпора
твердой фазы А (рис. 6, в). Такая схема заполнения
справедлива лишь для идеальной }I{ИДI{ОСТИ, ДВИ}l{ущей
ся вдоль стенок без трения.
Характер заполнения реальным потоком вязкоrо MC
талла зависит, по JI. Фроммеру, от отношения fвп/Fотл
30
(здесь F OTJt площадь поперечноrо сечения отливки,
представленной в виде прямоуrольнuН модели). Если
fBII/F oTJ1 > 1/4, то во время удара и в период заполнения
в форме происходит неустановившееся дви)кение, сопро-
вождающееся завихрениями в зоне rидравлическоrо
/ /' / : / /: / " '/ ' ',' :
Рф, % 0111 Рl1/nХ
5"0 100
а)
о)
и,n f6n
''-J
t;,/
'2
"'-.;)
j
Рис. 6. Теоретическая схема удара (а), даВЛСlIlIС струи lIа стенку
формы (6) It процесс стекания (в) (по Л. Фроммеру)
1I0дпора (такое заполнение Л. Фроммер не рекоменду-
ет). Если fвп/Fот.Jl < 1/4, то после удара в форме созда-
стся rидравлический подпор, r лубина KOToporo ОПреде
ляется отношением fвп/Fотл (рис. 7 а, б). Вытекающие
нз подпора пристеночные струи замедляют свою CKO
рость вследствие трения, а линии потока по мере Ha
копления металла в подпоре все дальше расходятся
друr от друrа (рис. 7, 8). На поверхности подпора воз
lIикает вихревое движение, поrлощающее пристеночные
струи, в результате чеrо полость формы последователь-
110 заполняется сплошным потоком металла (рис. 7, е).
Скорость этоrо потока, т. е. скорость v п подпора опре
деляется выражением:
v п == Vвпfвп/F отn.
Вuздух из полости формы, по мнеНИIО Л. Фроммера,
u ,
удаЛSlется под деиствисм преООJIадаlощеrо rидродина-
м Ilчrскоrо. давления. Заполнение полости формы сло)к
IIОЙ конфиrурации происходит как последовательное
:НIПОJIIIСllllе прямоуrольных полостей.
T('OpeTlftICCI{lIe ПОЛО;'J(С'III1Я Л. ФрОl\1мера об ударе струи и об-
ра 'OH IIIJlII rндраВJllIчсскоrо подпора были в дальнейшем lIОДТllер-
ЩД('III,I ')I,сIIсрнмсlIталыlIмII исслсдованиями процесса заполнения
3!
уууу,
Ut3п
"-..... 'v'- v ='"
. '. "
а)
и, < и-бп
UВп
-.ос
и, < Иб/l
--Т-
.. . ..:....,:... .
' . '\.
Ь) )
1ft ..
{'{iп l ,
'>( .
l)
L
2)
Рис. 7. Последовательность заполнения формы металлом (по
Л. Фроммеру)
Однако распространение теории Л. Фроммера на все варианты fид-
родинамических режимов заполнения rрубая ошибка, так как в'
этой теории рассматривается только отношение f вп/ F от л < 1/4 И она
подтверждается лишь в небольшом диапазоне скоростей впуска,
а именно при скоростях меньше 10 15 м/с.
Теория заполнения В. Брандта. Для эксперименталь-
ной проверки теоретических ПОЛО}l{ениЙ Л. Фроммера
был разработан целыЙ ряд косвенных методов фиксиро
вания движения металла в литниковой системе и форме.
Один из таких методов, преДЛО}l{енный В. Брандтом, oc
нован на применении формы со встроенными в нее
электрическими контактами [85]. По замыканию кон-
32
тактов, расположенных на разной высоте Н в ПОJIОСТИ
формы (рис. 8, а), В. Брандт определял rраницы пото-
ка на различных стадиях заполнения. Проведя серию
экспериментов с различными сплаьами в форме с pery-
лируемой толщиной ПИ7ателя и отливки, В. Брандт
выдвинул следующую теорию заполнения: струя метал-
ла, ыйдя из питат ля, расширяется до стенок формы,
:t;Jt'.I
:t:1"J
5/
f
J
2 5 5
а)
Рис. 8. Экспериментальная форма (а) с электрическими контактами:
1 6 н схема заполнения (б) (по В. Брандту)
после чеrо металл движется сплошным потоком по все-
му сечению полости без удара о стенку формы (рис. 8,
б). Результаты работ В. Брандта оказались полностью
противоположными теоретическим выводам Л. Фромме-
ра, что объясняется неправильной оценкой эксперимен-
тов. Рассеяние струи вследствие неустановившеrося
движения вызвало, по-видимому, пре>l(девременное за-
мыкание контактов и было истолковано В. Брандтом
как расширение потока.
На основании теоретических положений Л. Фроммера и
В. Брандта и на основании собственных экспериментов В. М. Пляц-
кий создал теорию о двух видах впуска [59]. Оценивая теорию
В. М. Пляцкоrо, необходимо УЧИТЫ8'ать, что второй вид впуска,
подразумевающий заполнсние по В. Брандту, возможен только 8
тех случаях, коrда отношенис fnn/ F ОТJI приближается к единице,
а полость формы имеет простсАшую конфиrурацию, что более ха-
рактерно для литья с К f. исталлизацией под давлением, чем для
литья под давлением [79. В. М. Пляцкий ввел понятия rидродина-
мическоrо давления заполнсния и rидростатическоrо давления уп-
лотнения отливки. В рсзультате Мllоrие специалисты ошибочно рас-
сматривали уплотнснис в виде статическоrо процесса, недооценивая
роль подпрессовки. В дсАствителыlстии окончательное уплотнение
отливки происходит при нспрерыв'Ном перемещении затвердеваю-
щеrо металла, т. С. ПрОI{ССС Не статический, а динамический.
Теория заполнения х. К. Бартона. Для исследования
характера движения металла в форме Х. К. Бартон при-
менил метод неполноrо заполнения, т. е. заполнения
2 Зак. 30
33
последовательными частичными дозами, величина ко-
торых возрастает от запрессовки к запрессовке [81].
На основании этоrо KocBeHHoro метода создана так Ha
зываемая теория трех фаз заполнения, основные поло-
жения которой сводятся к следующему.
t
а)
t
5}
t
6)
t
е}
Рис. 9. Стадии заполнения (а 2) (по r. к. Бартону)
В первой фазе струя металла, попадая на стенку,
противоположную питателю, растекается на поверхности
формы, образуя на rраницах полостей турбулентные
скопления металла (рис. 9, а). Таким образом, под-
тверждается не реальная, а идеальная схема заполнения
л. Фроммера. Подтверждение идеальной схемы запол
пения основано на неправильном применении метода
неполноrо заполнения, который справедлив лишь при
малых скоростях впуска и толстых питателях. При
высоких скоростях впуска и тонких впускных каналах
метод неполноrо заполнения фиксирует затвердевшую на
стенках формы корочку металла, образованную не рас-
текающимСя потоком, а отскакивающими при ударе
капляМИ расплава.
Во второй фазе полость заполняется за счет частич-
поrо осаждения металла на первоначальную оболочку
и присоединения турбулентных масс в уrлах с постепен-
ным продвижением этих масс до окончательноrо запол-
нения всей формы (рис. 9, б 2).
В третьей фазе полость формы, литниковая система
и камера прессования представляют собой замкнутую
u
rидравлическую систему, в которои давление выравнИ
вается.
В своей теории Х. К. Бартон рассматривает пробле
му противодавления воздуха, не успевающеrо выходить
из формы из за затвердевания оболочки. В формулу To
ричелли для определения скорости впуска он вводит
вместо давления Р разность давлений Р Рп (здесь
Рв противодавление во здуха в форм е):
ОВО ==.. Y2 (p ........ Ps)/PltI . (8)
34
х. К. Бартон предполаrает, что воздух, проникаIО-
ЩИЙ ПОД первоначально образовавшуюся оболочку, уда-
ляется под действием преобладающеrо rидродинами
ческоrо давления. Поэтому, чем выше давление и CKO
рость В турбулентном потоке, тем лучше условия для
выхода воздуха из формы или рассредоточения ero по
телу отливки в ВИде мелких пузырьков. Эти выводы, так
же как и объяснение смыва затвердевающей корочки
металла в процессе заполнения, остаются справедливы
до настоящеrо времени. В последующих работах
х. К. Бартон отказался от схемы растекания металла в
форме, объясняя процесс движения потока наличием
rидравлическоrо подпора.
Исследование заполнения методом скоростной кино-
съемки. Скоростная киносъемка позволяет непосредст
вснно зафиксировать картину движения металлла в по
лости формы. Первую киносъемку процесса заполнения
в прозрачной форме осуществили В. Кёстер и К. rёринr,
применив в качестве моделирующей жидкости сплав
Вуда, содержащий 50 О/о Bi, 25 О/о РЬ, 12,5 О/о Sn и 12,5 О/о
Cd [106]. Заливка осуществлялась на ручной поршне
вой машине с rорячей камерой прессования при давле
нии 0,2 0,6 МПа. Для сравнения с исследованиями
л. Фроммера и В. Брандта киносъемка осуществлял ась
lIа прямоуrольных образцах с боковым и центральным
расположением питателя (рис. 10, а, 6), а также на п
образных (рис. 10, в), U образных (рис. 10, 2) образ
цах и образцах для механических испытаний (рис. 10, д).
\i) 'Вии А
C'\J
t
02 А 02
5
ВиаА
0,5 v)
IV)
; Gr /'/'/
// /
, 5 4 /
/
// "
3
/ /
/ / /
/ /
/
/
8иiJА /;
:c tA 1 '8иоА t A iш t 2
02 2 .
, 12
о) 8) z) а)
а)
Рис. 10. Образцы отливок и расположение питателей, принятые
В. Кёстером и К. rёринrом
2* 35
На рис. 11 показзны кадры скоростной киносъемки,
фиксирующие заполнение прямоуrольноrо образца при
скорости впуска около 20 м/с, на основании изучения
которых сделан вывод, что при таких условиях литья
под давлением подтверждается теория Л. Фроммера о
послед вательном заполнении формы rидравлическим
шшшmrn
mll
2. 5 31) 35 'Ja-/о;:J с
"t ( "
11
IS
19
Рис. 11. Движение моделирующеrо металла в форме при CKOpOqJf
впуска 20 м/с
подпором. Следует подробно рассмотреть ошибки мето-
дики киносъемки В. Кёстера и К. rёринrа, которые при-
вели к неправильной оценке результатов эксперимента.
В. Кёстер и К. rёринr использовали для освещения
формы точечный источник света, дающий при киносъем-
ке лишь теневые кадры движущеrося металла. В ре-
зультате разбрызrивания и растекания металла полость
формы затемняется в начальный период заполнения, а
действительное время окончания заполнения зафиксиро-
вать невозможно. Кадр, показывающий на рис. 11 про-
цесс заполнения спустя 0,048 с от начала впуска не со-
ответствует полному заполнению. При скорости впуска
20 м/с и сечении питателя 3,14 мм2, соответствующем
указанному на рис. 1 О, а диаметру, равному 2 мм, дан-
ный образец (объем 28,5 см З ) должен заполниться лишь
через 1,425 с. Таким образом, действительная продол-
жительность заполнения превышает зафиксированное
время заполнения в 30 раз. Еще одна ошибка методики
В. Кёстера и 1<. rёринrа состоит в том, что вязкость
моделирующеrо сплава Вуда и поверхностное натяже-
ние ero в жидком состоянии, значительно ниже, чем эти
же показатели для реальных сплавов, применяемых в
промышленности. К тому же заполнение сплавом Вуда
происходит при очень небольшой теплоотдаче, так как
разность температур сплава и формы составляет "" 60 О.
Малая вязкость и небольшое поверхностное натяжение
заливаемоrо сплава приводят к рассеянию потока даже
при скорости впуска 10 м/с. Использование жидкостей
36
с низкоЙ температурой плавления (или воды) для моде-
JIllрования течения металла в форме возможно лишь при
создании соотвеТСТВУIОЩИХ ЛIIТЫО под давлением тепло
Bl>lX условиЙ заПОЛIIСНIIН, опрсделнемых путем расчета
критериев подобия.
r лавным достижением первых киносъемок следует
считать установление действительных значений скорос-
тей впуска. Оказалось, что они на 50 60 О/о отличаются
от скоростей, подсчитанных по формуле Торичелли. Об-
работав результаты В Кёстера и К. rёринrа и сопоста-
вив их с данными теоретических расчетов, Б. Закс пред-
ложил формулу для опрсделения скорости впуска по
величине давления с учетом rидравлических сопротивле-
ний в литниковой системе:
V ВП == V2р/]ри (1 + + L\ )] ,
(9)
rде сумма коэффициентов rидравлических сопро..
тивлений движению расплавленноrо металла; до..
полнительный коэффициент сопротивлений влитнико"
вой системе.
Значение , по Б. Заксу, определяется выражением
L\ == лл(l/d) + 0,07,
rде Ал коэффициент трения в литниковой системе, под..
считываемый по известной из rидравлики формуле Бла..
узиса; l длина литника; d характерный размер по-
тока; число 0,07 обозначает энсрrИIО на предварительное
установление профиля скоростей в период разrона.
2. ФОРМИРОВАНИЕ ПОТОКА ПРИ УДАРЕ СТРУИ
О СТЕНКУ ФОРМЫ
N\етодика скоростной киносъемки заполнения свин-
цово-сурьмяными, цинковыми И алюминиевыми сплава-
ми. Современная теория заполнения формы базируется
l1а экспериментальной скоростной киносъемке процесса
движения металла, начиная от момента удара впускной
струи о преrраду и вплоть до перемещения затвердева-
IОIЦСI'О металла в период подпрессовки. Скоростная ки"
lIосъсмка процесса в реальных условиях литья под дав-
JICIIIICM (без моделирования) впервые осуществлена в
JlIlт{\iiноЙ лаборатории MOCKoBcl{oro высшеrо техническо-
1'0 училища имени Н. Э. Баумана. Она проводилась в
37
форме с боковыми стенкам" из жаростойкоrо с'rекла
(рис. 12). Для сни)кения ударных наrрузок на стеклян..
ные пластинки форма сконструирована по методу так
называемых плавающих вставок. Рабочая полость фор-
мы образована шестью незакрепленными вставками,
расположенными в подвижной 5 инеподвижной 1 пли..
тах. Заменой вставок 3 и 8
можно изменять конфиrура-
цию отливки. Сменные вставки
2 и 7 позволяют применять
питатели различной толщины.
Вставки 4 и 9 предназначены
для расположения в них вен..
тиляционных каналов. Вплот"
ную к вставкам прикладыва-
ются стеклянные пластинки 6
и 11, которые через свинцовые
прокладки прижимаются к
плитам формы крышками 10 с
помощью винтов. Принципи-
альное отличие формы с пла-
Рис. 12. Конструкция формы вающими вставками от приме-
с плавающими вставками ненных В. Кёстером, К. rёрин-
rOM и друrими исследователя-
ми в том, что не только снижаются ударные наrрузки,
но и возможно создание плоскостноrо изображения за
счет одинаковой ширины питателя и отливки. В сочета-
нии с двусторонним освещением полости формы это поз-
воляет исключить получение на кинопленке теневых
кадров, искажающих истинную картину заполнения.
Использование закаленноrо жаростойкоrо стекла 13В,
созданноrо во Всесоюзном научно..исследовательском
институте стекла, выдерживающеrо заливку при темпе..
ратуре до 820 К, дало возможность осуществить запол..
нение формы реальными свинцово-сурьмяными, цинко-
выми И даже алюминиевыми сплавами при скорости
внуска до 100 м/с и давлении до 100 МПа.
Скорость киносъемки выбирается в диапазоне зооо
6000 кадров/с. При таких скоростях появляется возмож-
ность детальноrо рассмотрения процесса перемещения
металла в полости формы как во время заполнения, так
и в период подпрессовки.
Движение свободной струи. Киносъемки процесса
впуска металла в форму подтвердили положение
9
8
1
38
Л. Фроммера о постоянстве конфиrурации и направле..
нии струи. Установлено, что расширение струи, вытека-
ющей из прямоrо питателя при постоянной скорости,
невозможно, тем самым опроверrаются выводы
В. Брандта и теория двух видов впуска, сформулиро-
ванная на основе этих выводов В. М. Пляцким. Если
скорость прессования и давление в процессе впуска воз..
растают, свободная струя разрушается сразу же после
выхода из питателя, распадаясь на отдельные струйки и
капли жидкоrо металла. Разрушение впускноrо потока
вызывает приваривание металла к стенкам и стержням,
увеличивает воздушно rазовую пористость, образование
неслитин и неспаев на п()верхности отливки. При литье
армированных деталеIi разбрызrивание наРУlпает проч-
ность сцепления между арматурой и металлом отливки.
Для сохранения постоянства и СПЛОПJНОСТИ свободной
струи прессующий механизм машины должен быть скон-
струирован так, чтобы процесс разrона прссс-поршня
эаканчивался в период прохождения металлом литнико..
вой системы. В машинах с rорячей камерой прессова..
u u
ния так же, как и в машинах с холодном камерои, не..
допустим впуск металла в форму при неустановившемся
режиме.
Возможно наРУПJение сплошности впускной струи да-
же при постоянных условиях истечения. Такое наруше..
ние объясняется возникновением возмущающих сил, под
действием которых утрачивается равновесная форма
струи и она разбивается на отдельные струйки или кап..
ли. Один из видов разрушения ее связан с взаимодейст"
вием сил инерции и поверхностноrо натяжения, обуслов"
ливающим возникновение поперечных волновых -колеба-
ниЙ, зафиксированных скоростной киносъемкой. Фикси-
руемая длина устойчивой части струи совпадает с ее
расчетным значением, определяемым по формуле Ри-
ча рдсона:
L/D == (v вп VP MD/crM ) const,
J'Jt(\ L ДЛИна устойчивой части впускной струи; D
характерный размер струи; О'м поверхностное натяже-
ние заливаемоrо металла. При одной и той же скорости
струи интенсивность отрыва капель зависит от вязко-
сти сплава. Поэтому в формуле Ричардсона константу
можно считать функцией вязкости и заменить отноше-
IIIIC const/-Y СТ м новой постоянной С ==<р (v), определяемой
39
экспериментальным путем. После этой замены, прини
мая для плоской струи D == 2б ппт , им еем:
L/б пит == y2 Сv вп Vрмбпит . (10)
Например, для сплава АЛ2, переrретоrо на 50'С при
б пит == 1 мм имеем L==0,04 V пп м, а для Toro же сплава
при отсутствии переrрева L==0,15 V пп м. Расчеты по
формуле (10) показывают, что для сохранения устойчи
u
вости впускном струи следует повышать вязкость зали
BaeMoro сплава, снижая до минимума температуру за
ливки.
При больших скоростях впускной струи возможен
друrой вид разрушения, связанный с возникновением
синусоидальных колебаний. Появление их можно объяс
нить тем, что сопротивление rазов в полости формы CTa
новится более существенным, чем поверхностное натя
жение металла. Если форма плохо вентилируется и про
тиводавление быстро возрастает, распад струи начина
ется при скорости 40 60 м/с.
Условия движения свободной струи в значительной
степени опрсделяются I{ОlIструкцией литниковых KaHa
Jl0B. Струя сохраняет постоянную толщину и направле
иие только при наличии установившеrося движения в
питателе. Поэтому длина ленточноrо (плоскоrо) пита
теля должна быть пропорциональна ero толщине.
Разрыв впускной струи возможен таI(ЖС 1Iз за резкоrо падения
давления в ЛИТIIИКОВОЙ системе, приводящеrо к кавитации. Кави-
тация особенно заметна при вакуумировании полости формы и лит
ников ой системы. Анализ уравнения Бернулли показывает, что
скорость не может быть чрезвыча йно большой, так как давление
всеrда положительно. Решая уравнение (4) относительно скорости
и2, имеем: . "'j
V 2 == V (2/рм) (Рl Р2) + V
откуда ВИДIIО, что скорость становится макисмальной (и2== и mах )
при Р2==О:
Vmax == V (2/рм) (Рl + vi) ·
При превышении значения Vmax наступает разрыв сплошноrо пото
ка, а образующиеся при этом кавитационные полости заполняются
rазами. Чем больше rазовых ВКЛIОЧСНИЙ в заливаемом металле, тем
сильнее процесс формирования кавитационных раковин. Х. К. Бар
тон наблюдал кавитацию в расширяющейся литниковой системе при
скорости впускноЙ струи 27 м/с. Образующиеся при кавитации
тонкие струйки металла В'bIрываются с большой скоростью из QC
40
1I0BHuru потока и вызывают эрозию поверхности литниковых KaHa
лов и формы. Для борьбы с кавитацией применяют сужающиеся
JIИТlIиковые системы, в которых давление непрерывно 1I0вышается,
ДОСТИI'ая максимума в момент выхода металла 113 питателя. Для
устранения кавитации и отрыва потока от стснок ЛИТllиковая сис-
тема должна не только сужаться, но и иметь плавные переходы от
больших сечений к меньшим.
Удар струи о стенку формы. При ударе о стенку фор
MuI или какую либо друrую преrраду впускная струя
деформируется, а характер
движения потока после удара
зависит от скорости струи и
физических свойств заливае
Moro металла. Сила действия
струи на преrраду определяет-
ся уравнением импульсов:
----
mlllvl == Pillt" (11)
rде Pi сумма внешних сил Рис. 13. Удар впускной
действия потока (струи). На струи о преrраду
основе уравнения (11), обоз
начая скорости и массы в набеrающей струе и присте..
ночных потоках через V вп , т, Vl, пll, V2, m,2, составим
уравнение проекций количества дви)кения и импульса
силы РФ действия на форму для процесса удара о нес..
симметричную преrраду с уrлами поворота аl и а2
(рис. 13):
тv Вп ........... т 1 V 1 COS а 1 т 2 V 2 COS СХ 2 == Рфllt COS ,
откуда
Р ф == тv вп т 1 V 1 COS CXl т 2 V 2 COS a21(llt COS ),
rде уrол отклонения равнодействующей силы РФ
действия от оси потока.
Заменяя массы т, 1nl, 'n2 выражениями РмVппfпит t,
PMVlfl t, PMV2f2 t, получим:
Рф == (PM/COS ) (fпитV;п fl VI COS а 1 f2V COS СХ 2 ):
или для симметричноrо растекания (аl == (12 == а; == О,
cos == 1 ) :
р ф == Рм (fпитV;п 2fl V I cos а).
Поскольку при литье под давлением используются фор
мы с rладкими рабочими поверхностями, можно пренеб..
41
речь трением метаJIла. В этих УСЛUВИЯХ Vl == V вп , fl
== fuит И сила Р ф , действующая на СИММСТРl1ЧllУIО IIper
риду в lIОЛUСТII (l)upMbI, раина:
Р Ф == рм./питv;п (1 сos а),
а rидродинамическое давление Рф, МПа, струи на преr
раду определяется выражением:
Рф:; РМv;п(l........cos а). (12)
Из выра}кения (12) следует, что rидродинамическое
давление зависит в первую очередь от скорости впуск
ной струи. В то же время это давление необходимо для
четкоrо оформления рельефа поверхности отливки. По
этому для улучшения качества поверхности отливок
рекомендуют повышать скорость впуска. Однако, чем
выше скорость, тем сильнее эрозионное действие струи,
причем значение Рф растет с увеличением уrла а. Сле
довательно, необходимо выбирать такое направление
впускной струи, чтобы в момент удара уrол был мини
мальным.
Например, при заполнении формы цинковым сплавом типа
ZnA14 (рм == 7000 Kr/M3) со скоростью впуска 40 м/с давление на
стенку с уrлом а==45 0 равно:
РФ == 7000.402 (1 cos 45(» == 3,5 МПа, а давление на плоскую стенку
(а==90 0 ) составляет почти 11 МПа. т. е. увеличивается 8 3 раза.
Образование потока заполнения. После удара и pac
текания струи в полости формы образуется поток запол
нения, подобный rидравлическому подпору, описанному
л. Фроммером. Характер движения потока заполнения
зависит прежде Bcero от скорости впуска. Кроме Toro,
на характер образования потока влияют жидкотеку'"
честь, вязкость, упруrость и поверхностное натяжение
заливаемоrо металла. Поток заполнения, возникающий
в момент удара струи о стенку формы, может быть
сплошным или дисперсным. В сплошном потоке метал-
ла, как и в потоке любой жидкости, движение может
быть ламинарным или турбулентным. Переход от лам и-
HapHoro движения к турбулентному определяется крите-
рием Рейнольдса (Re):
Re ==: vфfi,ф/V,
rде VФ скорость потока, образовавшеrося в форме пос-
ле удара впускной струи; d ф характерный попереч-
ный размер потока в форме.
42
Ламинарное движение возможно лишь при очень не-
больших значениях VФ и d ф . rораздо" чаще при литье
под давлением наблюдается квазиламинарное (коrда
параллельно движутся не все частицы жидкости, а OT
дельные слои) движение в условиях заполнения формы
жидко твердым сплавом.
Сплошное турбулентное движение потока заполнения
позникает при скоростях впускной струи. превышаю-
щих критическое значение, определяемое критерием
Re. При более высоких скоростях в момент удара
часть металла начинает отскакивать от преrрады в ви-
де отдельных струек или брызr.
Дальнейшее повышение скорости приводит к тому,
что весь поток разбивается на капли, которые удаляют-
ся от места удара и распространяются по полости фор-
мы до тех пор, пока не образуется сплошной турбулеlIТ
ный подпор. Такое движение, названное дисперсным
движением потока заполнения, зафиксировано для
спинцово сурьмяных, цинковых и алюминиевых сплавов
скоростной киносъемкой (левый ряд кадров на рис. 14).
Образование дисперсноrо заполнения при скорости
10 25 м/с отмечено также Ф. Беннетом, который ис-
пользовал в качестве моделирующеЙ жидкости воду.
В лаборатории университета Case 'Vestern Reserve
(США) при киносъемке со скоростью 5000 кадРОВ!С на-
чало дисперсноrо заполнения наблюдалось для латуни
при скорости впуска 17,7 м/с [120].
Заполнение полости в первый период после удара
относится к виду дисперсноrо двухфазноrо движения.
До HeKoToporo момента дисперсной средой являются
rазы в полости формы, а дисперсной фазой капли ме-
талла. На верхнем кадре левоrо ряда зафиксирован
м()мент, I\оrда капли fеталла заполняют Rce простран
СТВО прямоуrольной полости формы. Этот момент наз-
В(1(( «МНIIМЫМ заполнением» и соответствует для пря-
моуrольноii отливки ПРИl\fерно 1/4 от продолжительно-
ст" истинноrо заполнения и виден только при двусто-
Р()((I1(,М оспещеНИIl объекта киносъемки. при OДHOCTO
роннем освещении, как это было у В. Кёстера и К. [ё
pllHra, на теневых кадрах (см. рис. 11) момент «мни-
Moro заполнения» совпадает с окончательныМ затемне
ннем кадра. В действительности, как это видно на кад-
рах правоrо ряда на рис. 14, после «мнимоrо» заполне-
НИЯ струя продолжает проходить через смесь металла
43
Рис. 14. Образование дисперсной
смеси металла с воздухом (rазами)
при ударе струи о стенку формы.
44
с rазами, уплотняя ее, затем отдельные кап.. И объеди-
няются в жидкую или жидко-твердую дисперсионную
среду, в которой дисперсной фазой становятся пузырь-
ки воздуха и rазообразных продуктов сrорания смазоч-
Horo материала.
3. ЗАПОЛНЕНИЕ ПОЛОСТИ ФОРМЫ
Определение условий ламинарноrо движения потока
заполнения. В трудах Л. Фроммера характер заполнения
зависит от отношения площадей поперечных сечений
питателя и отливки. Однако такая связь не учитывает
объемных перемещений потока в полости формы. Более
полно заполнение характеризуется отношением толщин
питателя и отливки. Если толщина впускной струи зна-
чительно меньше толщины отливки, заполнение начина
ется сразу же после достижения струей стенки формы и
распространяется в направлении, совпадающем с на-
правлением полости формы.
Для осуществления последовательноrо ламинарноrо
заполнения движение потока после удара должно быть
ламинарным. Если допустить, что при ударе не проис
ходит потерь энерrии и, следовательно, скорость потока
заполнения равна скорости впускноrо потока, то xapaK
тер движения в пристеночном потоке определяется по
аналоrии с движением воды в свободном русле:
Re == 4vвпRrRДР/V' ( 13)
rде R rидр rидравлический радиус, равный отношению
смоченной поверхности р('м к ее периметру П СМ ' Так как
при ширине отливки В, FCM Bl, а ПСМ В, то rидрав
лический радиус R rRдр == 81/8 == 1, причем 1
переменная величина. Критический случай сохранения
ламинарноrо движения в пристеночном потоке возмо-
жен, коrда 1 достиrает максимальноrо значения:
R rидр == lтах == (Б ОТJI fJ пит )/2.
Подставляя это значение R rпдr в формулу (13) и Bыдe
ляя из нее V пп , находим выра)кение для определения
v v
критическои скорости и НР (л) впуска, оrраничивающеи
ламинарное движение потока заполнения:
Vкр(л) == Re \'/[2 (д ОТJI fJ пит )]. (14)
45
Нижнее значение входящеrо в выражение (14) числа
Re, при котором начинается нарушение устойчивоrо ла-
минарноrо течения, равно 2300. Максимальное значе-
ние числа Re при движении металла вдоль rладких по-
верхностей может достиrать 10000 12000. На рис. 15,а
представлена зависимость веJlИЧИНЫ VHP (л) от вязкости
V KE (л)
15
12 А
!I \
6
3
о 0,5 1,0 1,5'10"6 I12jc О 1-9 1/2 Опцr/Оотл о p 1j 1I л",/JOТI
{
Рис. 15. Зависимость критической скорости от v (а) и (Jпит!(JОТJI для
ЖИДКИХ (б) и жидко-твердых (в) сплавов':
1 и l' --- цинковый сплав типа ZпА14Сu3 при температуре 713 и бб8 К: 2 и
2' алюминиевый сплав типа At.5i12 при 903 и 863 К: 3 и 3,....... вторичный
алюминиевый СDJIав при 903 и 843 К; А --- рекомендуемый диапазон
v при различных числах Re. На рис. 15, 6 даны rрафи-
u
ческие зависимости критическои скорости V ИР (л) лами-
HapHoro движения от отношения fJmrr/fJ отл для цинково-
ro и алюминиевых сплавов. Для построения этих зави-
симостей выражение (14) преобразовано в следующем
виде:
Vкр(л) == [Rеv/(2б отn )] [1/(1 ---- бпи"/"отп>], (15)
причем толщина отливки считается постоянной (fJ oTJI ==
== 4 мм). Аналоrичным образом построены зависимоСти
V"p (л) от fJпит/fJ отл для сплавов, заливаемых в жидко-
твердом состоянии (рис. 15, в). Рекомендуемые диапа-
зоны отношения бmrr/б отл определены областью резкоrо
возрастания кривых они составляют для жидких
сплавов 1 3/4 (область А на рис. 15, 6), для заливае-
мых в жидко-твердом состоянии 7/8 1/2 (область А'
На рис. 15, в).
46
Анализ выражения (15) показываеt, что при прочих
равных условиях увеличение толщины стенки отливки
приводит к уменьшению критической скорости и, следо-
вательно, к уменьшению возможности сохранения лами-
HapHoro движения в потоке заполнения. Поэтому значе-
ния V ИР (л) для сплавов, заливаемых в жидком состоя-
нии, не превышают O,3 O,5 м/с.
Можно повысить значение VHp (л) за счет увеличения
вязкости заливаемоrо металла. Анализ физических
свойств различных металлов показывает, что вблизи
точки плавления вязкость металлов и сплавов возраста-
ет почти в 5 раз по сравнению с металлами, переrреты-
ми на 70 90 о, а при понижении температуры ниже
среднеrо значения температуры кристаллизации в
несколько десятков раз. В то же время жидкотекучесть
сплавов в rетероrенной области изменяется в rораздо
меньшей степени. Это позволяет при заливке сплавов в
жидко-твердом состоянии увеличить критическую ско-
рость перехода от ламинарноrо к турбулентному дви-
жению до 10 12 м/с.
Уравнения движения ламинарноrо потока металла. Уравнения
HaBь CTOKca (5), описывающие движение спло ной среды, BЫBe
дсны из условия постоянства вязкости. При литье под давлением
в процессе заполнения литниковой оистемы и формы металл интен
сивно охлаждается, а вязкость ero повышается. Этим изменением
вязкости нельзя пренебреrать при определении скоростей и давлений
в потоке. Поэтому в отличие от урав'нений (5) движение металла
при литье под давлением описано в системе прямоуrольных коор-
динат следующими уравнениями:
дvs/.дt + Ож (дv /дx) + 01/ (дvж/ду) + о. (дuslдz) ==
д д
== F ж ...... (I/PM) (др/дх) + 2 д \' (дus/.дх) + ду \' (дu lдg +
д
+ дО1// дх ) + дJ \' (дuж/дJ + дv./дx);
дv1/Iдt + ох (дО1// дх ) + 01/ (дu1// д y) + 0;1 (дu1// дz ) ==
д д
== Р1/ ......I/PM (др/ду) + д \' (дv1//. дx + дV lдlJ) + 2 дУ \' Х (16)
д
Х (до1/Lдg) + д; \' (дvх!.дJ + дvJ.дХ)j
дV;l'дt + Ож (до;l/.дх) + 01/ (дОzl.дg) + 0;1 (дuz/дz) ==
д
== Р;I ....... l/рм (дрlдz) + дх \' (дVzl.дх + доzl.дv z ) +
д д
+ ду v (дv.lдg + дО1/1 дz ) + 2 д;: v (дvJдz).
41
Система уравнений (16) содержит пять неизвесfных: V x , V y , V Z1
Р И \'== <р (Т). Чтобы система стала полной, необходимо присоеди-
нить к ней еще два уравнения неразрывности и притока тепла:
дих/дх + дVy/дy + дVz/az == о; (17)
aт/at + иж.(дТ/дх) + О у (дТ/д у ) + V z (aT/az) == ам (д 2 Т/дх 2 +
+ д 2 Т/ду2 + a 2 T/az 2 ) + Е/(рмсм), (18)
rде ам коэффициент температуропроводности заливаемоrо метал-
ла; Е функция рассеяния, определяющая переход механической
энерrии в тепловую при движении потока жидкости с переменной
вязкостью; См удельная теплоемкость заливаемоrо металла.
Для решения задачи о дв'ижении металла в полости формы, по
добной прямоуrольной пластине, систему уравнений (16 18) мож-
но упростить. Поскольку при литье под давлением давление метал-
ла значительно превосходит rидравлические сопротивления в форме,
допустимо считать движение установившимся, в связи с чем про-
изводные скоростей по времени равны нулю:
дVx/at == дVy/at == дVz./at == о.
Левые части уравнений (16) для установ'ившеrося движения также
равны нулю. Действием массовых сил при литье под давлением.
при котором характер заполнения определяется кинетической
энерrией струи, можно пренебречь, т. е. F х == F у == F z == О. Уравнение
неразрывности (17) для плоскопараллельноrо установившеrося
движения принимает вид:
дVx/дx == ди/дх == о,
а в уравнении (18) притока тепла aT/at==O и aT/az==O.
Учитывая все эти допущения, получим следующую систему урав'-
нений движения ламинарноrо потока в форме:
(l/рм) (др/дх) == (дVlay) (дV/дy) + v (д 2 и/д у 2);
(l/рм) (др/ду) == (av/ax) (дV/дy); (19)
v (дТ/дх) == ам (д 2 Т/дх 2 + a 2 Tla y 2 )+ \'![(p с) (дVlay) ]2.
Для решения системы уравнений (19) примем по аналоrии с реше-
нием задачи о движении вязкой жидкости в круrлой трубе допу-
щение о том, что температура и вязкость метцлла изменяются ТО.,'1ь-
ко вдоль оси х. Принимая это допущение 80 внимание, продиффе-
ренцируем обе части первоrо уравнения системы (19) по ду, а вто-
poro ---- по дх:
(l/рм) [д 2 р/(дхду)] == 2 (av/ay) (д 2 о/ду) + (дv/дy) (a 2 V/a y 2) + \' (д 2 v/д у З) ;
(l/рм) [д 2 р/(дхду)] == (дVlay) (a 2 v/ax).
Вычитая из первоrо ура8'Нения второе, исключим давление р и по-
лучим дифференциальное уравнение TpeTbero порядка:
\' (aзv/ду3) + 2 (дV/дy) (a 2 V/a y 2) + (a 2 V/a y 2 ---- a 2 V/aX 2 ) (дV/дy) == О,
которое, при принятом ранее условии, что д\'/ду==О, принимая вид:
\' (дЗv/ду) ---- (a 2 vlax 2 ) (дV/дy) == о.
48
Разделяя п ременнbtе и приравнивая обе части этоrо уравнёния
ПОСТОЯННОЙ величине, зависящей от толщины отливки И представ
ленной в виде (2т/6 0тл )2, имеем:
(д 3v lд у З): (дV/дy) == (1/,,) (д 2 v/дх 2 ) == (2т/б отл ) 2 . (20)
rде т безразмерный коэффициент.
Для нахождения зависимости V == q> (х) выделим из уравнения
(20) пра 5'УЮ часть, переписав ее в следующем виде:
д 2 v/дх 2 V (2т/б отл )2 == О,
откуда, после разделения псрсмснных и ИlIтеrрировзния, получим
закон изменения вязкости по координате х ламинарноrо потока:
С (2m/ботл)х + С (2m/б отл )х
,, 1 е 2 е ·
(21)
Для нахождения закона изменения вязкости в зависимости от тем
пературы рассмотрим теплоотдачу в потоке заполнения. Количест
во теплоты, отдаваемое элементом потока через стенки формы за
время dt, равно:
---- а (Т ---- Т Ф) dt dF,
rде а коэффициеi 8 аТ теплоотдачи; Т Ф температура формы; dF
поверхность теплоотдачи, равная 2(б отл +B)dx (здесь В ширина
отливки). Приток тепла вследствие конвекти&ноrо переноса в пото
ке, движущемся со средней скоростью иср, за время dt составит
с м р м 6 0т л Ви cpdTdt. t:сли пренебреЧl) рассеянием Эllерrии, то
эти выражения можно приравнять:
а (Т Т Ф) dt 2 (б отл + В) dx == смрмботл8VсрdТ dt,
откуда, после разделения перемснных и интеrрирования при rpa-
ничных условиях х==О, Т== ТО, имеем:
(Т ---- Т ф)/(Т о ---- Т Ф) == e f3x, (22)
rде индексом р обозначено выражение [а/(см Рм и ср )] [2(б отп +В)/
1(6 0тл В)]. Заменив отношение температур в уравнении (22) без-
размерной величиной '6' и введя новую переменную Хl == х/6 0т л, по
пучим:
3 == e Xl,
откуда
хl == (1/ ) ln (1/3).
(23)
Подставляя значение хl ==х/б от л из (23) в уравнение (21) и заме-
няя постоянные С I И С 2 новыми Vo И С, получим зависимость вяз-
кости от величины '6':
" == "о [сз 2m/ + (1 ---- С) &(2т/ )],
(24)
rде "о постоянная величина, равная кинематической вязкости
металла в начальный момент заполнения; т и С постоянные,
определяемые по экспериментальным зависимостям вязкости от тем
пературы.
49
Для нахождения закона h3Менения скорости по сечению лами-
на pHoro потока рассмотрим левую часть дифференциа.'1ьноrо уравне-
ния (20):
ijЗи/ду3 (2т/б отл )2 дV/дy == О,
откуда после интеrрирования
С + С (2m/tJотл)У + С .....(2m/tJoTn) у
V 1 2 е з е ,
определяя постоянные интеrрировання из условий, что при у== о,
V==Vmax, а при у== :f:.б отп /2, V==O, получим:
m ( m + ----т (2т/б отn) у ---- (2т/б отn ) У) /(е т 1) 2 -
V == итахе е е ---- е ---- е ---- ,
или после подстановки значения VШ8Х, выражеllноrо через значение
средней скорости Vcp, опредляемой уравнением расхода заливаемоrо
металла,
m + ----т (2m/tJ отл ) у ---- (2m/tJ отл ) У /[ т ( 1 ) +
V == исрте е ---- е е е т ----
+ е..... т (т + 1)]. (25)
Закон изменения давления по длине потока определяется из
первоrо уравнения системы уравнсний (19), в котором iJvjiJy == о:
др/дх == PMv (a2v/a y 2).
Подставляя в это уравнение значение v из уравнения (25), после
дифференциров'ания получим:
др/дх == ---- [4рмvvсртЗ/(ботл)2] {е(2m/6 0тn ) у +
+ е---- (2т/tJ отл ) У/[ет (т 1) + е---- т (т + 1)]},
или после подстановки значения V из формулы (24) с заменой
3- == e----t'х/tJОТ.JI и интеrрирования при условиях х==о, Р==Ро и x==l,
P==Pl находим формулу для нахождения изменения давления в ла
минарном потоке:
Ро ---- р, == (2v о v ср рм/ б отn) {т (е т е----т)/[е т (т ---- 1) +
е---- т (т + 1)]} [С (е(2т/б отn ) 1 ----1) + (С 1) Х
Х (е ---- (2т/tJ отл ) 1 ---- 1)]. (26)
Разность Prr--Pl в формуле (26) падение давления при прохожде
нии потоком металла в форме пути 1 со скоростью Vcp.
Распределение скоростей и давлений в ламинарном потоке. За-
коны распределения скоростей и давлений определяют по экспери-
ментальным зависимостям вязкости от температуры. Например, для
алюминиевым сплавов, заливаемых в жидко твердом состоянии,
эти зависимости описываются уравнением rиперболы (рис. 16, а) :
V/V o == l/з п ,'
50
в котором показатель степени n может изменяться от 2 до 3. Соот-
ветственно в уравнении (25) безразмерная величина С равна 1,
а постоянная т изменяется от до 1 ,5 . На рис. 16, б показаны
законы распределения скорости по сечению полости формы толщиной
б отп при т== (кривая 1) и т==1,5 (криВ/ая 2) в сравнении с
идеальным распределением скоростей (криваfl 3), полученным из
условия \'==const при решении системы уравнений (19), которая
сводится к виду:
\)
.J o
1,5
1,
1,3
1,2
1,1
1,0
O,8S 0,88 0,91 0,9" 0,97
а)
v (iJ3v/ду8) == о.
Оотл
z
з 60 тл
8
6 0rл
,
6 0тл
8
О
Vcp
Утах(з)
v тах 2)
УтаХ(1)
о)
Рис. 16. Экспериментальные зависимости \'/"0 == <р ('б') (а) и измене-
ние скоростей (6) в ламинарном потоке
Поскольку здесь \' =1= О, то a 3 V/a y 3 == О или после интеrрирования при
rраничных условиях, у==о, v== (3/2) v cp и у== + б отJI /2, v==O:
v == (3/2) vcp [1 ---- (2у{В отJI )2].
(27)
Уравнение (27) и кривая 3 на рис. 16, б показывают, что без учета
изменения вязкости ( идеальном случае) скорость распределяется
по параболическому закону. Реальные законы распределения ско-
ростей (кривые 1 и 2 на рис. 16, 6) значительно отличаются от па-
раболическоrо, образуя по центру потока зону максимальных ско-
ростей А, которая тем больше, чем больше значение пt в уравне-
нии (25).
Если принять близкое к экспериментальным значениям условие
1п== ==2, то закон распределения скоростей в ламинарном потоке
заполнения принимает следующий вид:
( 4у/б + 2
v == 2оср е 4 + 1 ---- е отп .........
е 2---4 у /fJ отл ) /(е 4 + З),
51
а значение максимальной скорости Vmax, которую можно принять
как среднюю скорость в зоне максимальных скоростей, определяется
выражением:
О таХ == 2оср (e l ---- 1)2/(е 4 + 3).
Закон изменения давления по длине потока при m==Р==2 можно
найти на основании формулы (26):
Ро Pl == {4 (е 41/fJ отл ...... 1) (е 4 ---- 1 )/[б отл (е 4 + 3)]} "оРмОср. (28)
Расчеты по формуле (28) показывают, что падение давления 8' по-
токе в большой степени зависит от толщины стенки отливки. На-
пример, если при заполнении алюминиевым сплавом полости формы
длиной 0,4 и толщиной 0,008 м (со средней скоростью 20 м/с) дав-
ление падает Bcero лишь на 0,09 МПа, то при уменьшении толщины
полости формы (т. е. стенки отливки) до 0,002 м давление падает
на 1,41 МПа.
:::s
с:;
Рис. 17. Нарушение ламинар-
ности на входных участках по-
лостей формы ребристой от-
ливки
Ламинарное движение потока в полости формы
\ JlОЖНОЙ конфиrурации. Полость формы сложной конфи
\'урации, например, формы для отливки, оснащенной
ребрами, перпендикулярными к ее телу, заполняется
распространяющимся по всем сечениям ламинарным
потоком (рис. 17). Скорость VOT.J" м/с, потока в теле ОТ-
ливки толщиной б отл определяется из уравнения нераз-
рывности:
vотлботл8 == vвпбпит8,
rде V ВП скорость впуска (Vвп<V"р(л»; в ширина от-
ливки и питателя; б пнт толщина питателя;
а отп == vвпбпит/ботл.
Скорость потока металла в поперечных ребрах отливки
меняется от величины vвпfJпит/бреб при заполнении пер-
Boro ребра до V вп б пит / (3 БРеБ) при заполнении TpeTbero
ребра (здесь бреб толщина ребер). При входе металла
52
n полость, образующую ребро, ламинарность потока на-
рушается он на каком-то участке становится турбу-
лентным. Затем пристеночные слои затормаживаются и
ламинарность потока восстанавливается. Длина li вход-
Horo участка определяется известной из rидравлики
формулой Шиллера, м:
II == O,02875d l Re l ,
подставляя в которую значение xapaKTepHoro размера
d i для плоскоrо канала толщиной 6рсб, равное 26 ре б, и
значение критерия Rei, получим:
ДЛЯ ncpBoro ребра 1. ==0,02875vв046I1итс5рсG/V;
ДЛЯ BToporo ребра 12==0,02875vв0260итс5Р('б/V;
ДЛЯ TpeTbero ребра 13 == 0,02875v в 0460 11 т6 рс б/3V.
В общем виде для отливки, имеющей n ребер толщиной
6 ре б, длина [1! входноrо участка определяется выраже-
нием, м:
ln == О,О2875vвп4бпитбР':б/(пv).
Расчеты показывают, что в отливках сложной кон-
фиrурации возможно нарушение ламинарности потока,
приводящее к захвату воздуха и rазообразных продук-
тов сrорания смазочноrо материала из полости формы.
Поэтому следует обращать особое внимание на венти-
ляцию ребер и rлухих поперечных стенок отливки, осо-
бенно тех, которые расположены вблизи места возник-
новения сплошноrо ламинарноrо потока, так как ско-
рость потока в них выше, чем в ребрах, более отдален-
ных от места удара впускной струи.
При ламинарном движении потока заполнения rазы
вытесняются в вентиляционные каналы и не попадают
внутрь отливки. В то же время в металле MorYT нахо..
литься rазовые включения, попавшие в расплав в каме-
ре прессования или в расширяющейся литниковой си-
стеме. Кроме Toro, возможно выделение rазов из раст-
вора, которое особенно усиливается при вакуумирова-
нии полости формы. Поскольку в результате возраста-
ния вязкости сплава зона максимальных скоростей уве-
личивается, вынос пузырьков rаза по центру потока ста-
новится невозможен. Поэтому даже при ламинарном
движении возможно образование воздушно-rазовой по-
ристости.
53
Образование турбулентноrо потока заполнения. Если
скорость впуска превышае r критическое значение, опре
деляемое выражеНИЯМII (14) и (15), то в свободной
струе и образующихся после удара пристеночных пото
ках движение металла становится турбулентным. Для
жидких сплавов турбулентное заполнение начинается
при скоростях 0,3 1,0 м/с и может сохраняться до 15
20 м/с. в условиях заполнения формы жидко-твердым
сплавом турбулентное заполнение можно осуществить в
диапазоне скоростей впуска 10 50 м/с.
Как отмечалось ранее, на характер заполнения кроме
скорости впуска большое влияние оказывает отношение
толщины питателя и отливки. Если бпит/ботл> 1/4, то
турбулентность потока жидкоrо металла возникает при
скоростях впуска 0,5 20 м/с. Если БШIт/Ботл < 1/4, то
сплошное турбулентное движение наблюдается в диапа
зоне скоростей 0,3 10 м/с, а при превышении этих зна
чений сплошной поток превращается в дисперсный.
В сплошном турбулентном потоке возможны rазовые
включения, достиrающие 0,5 1,5 мм, образующие в OT
ливке пористость, которая значительно снижает repMe-
тические и прочностные свойства деталей. Механизм
захвата rазов из полости формы в турбулентный поток
можно проследить по схеме, изображенной на рис. 18.
После удара струи о преrраду наблюдается турбулиза-
ция пристеночных слоев (а), приводящая к их заторма-
са
а)
Возоух и 20Зhl
6)
54
{1I uр о {j л и'l е (,' 1< lj(j по iJ пор
о)
Рис. 18. Образование сплош-
IIoro турбулснтноrо потока за-
полнения:
а уда р струи о преrраду; 6
возникновение rидравпическоro
подпора; 8 движение потока за-
ПО,1JнениSJ
)киванию и о'сжатию вновь 110ступающих порций MeTaJl..
ла внутрь полости. В рсзультате образуется сплошной
турбулентный поток, который, пользуясь терминолоrией
JI. Фроммера, можно назвать rидравличсским ПОДПО"
ром (б). Вихревое движение металла на поверхности
rидравлическоrо подпора приводит к захвату воздуха и
rазов, пузырьки которых располаrаются в зоне макси..
мальных скоростей, т. е. почти по всему сечению отлив..
ки (8). В пристеночных слоях на rлубине, соответствую..
щей толщине поrраничноrо слоя пористость не наблюда..
ется. Удалить пузырьки rазов из заполненной формы
невозможно их можно только сжать действием высо..
Koro давления в процессе подпрессовки. В табл. 12 да..
ны значения скоростей, определяющих начало перехода
к турбулентному движению при различных температу"
рах заливаемоrо металла.
Таблица 12
Скорости впуска, опреДeJIяющие начало турбулентноrо движения
Температура Вязкость . I Скорость
Сплав сплава. К сплава. ммl/ с впуска.. м/с
ЦИНКОВЫЙ ZnA14Cu3 723 0,42 0,45
668 1,90 2,36
Алюминиевый AlSi12 923 0,51 0,55
858 2,23 2,67
Алюминиевый AlSi8Cu3 923 0,48 0,57
853 3,35 4,57
· Для отливки толщиной 5 мм (толщина питателя 3 мм).
Давление, возникающее в месте образования rид-
равлическоrо подпора, способствует заполнению всех
разветвленных полостей. Поэтому полость формы слож-
ной конфиrурации можно рассматривать как совокуп-
ность полостей простейшей (например, прямоуrольной)
конфиrурации. В неравностенных отливках при подводе
металла в утолщенную часть турбулентный поток рас-
пространяется в этой утолщенной полости, а затем на..
чинает двиrаться по тонкому сечению и заполнять через
Hero следующее локальное утолщение (рис. 19, а). При
таком виде заполнения последняя полость выполняет
роль промывника, в который выносятся rазы, образую-
55
........
----
2
9
5
а h
8
70
79
27.
а)
28
10)
.t5'r
52
61
70'10 3c
,
70.,p 1!;
Рис. 19. Движение турбулентноrо потока в неравностенной полости
(а) и в полости П образной конфиrурации (6)
щие крупные раковины в наиболее удаленном от пита-
теля сечении отливки. В коробчатой отливке (рис. 19, 6)
rидравлический подпор движется навстречу входной
струе и одновременно продвиrается по полостям а и Ь,
причем вихревое движение с захватом rазов внутрь по-
тока наблюдается в обеих полостях. Если площади се-
чений F а и F ь равны, то скорость потока в них также
будет одинаковой и, следовательно, они заполнятся oд
новременно. Если Fa=l=Fb, то в каждой устанавливают-
56
ся различные скорости, связанные между собой уравне-
нием неразрывности vвпfпит==VаFа+vьFь, И продолжи-
тельность заполнения полостей а и Ь неодинакова.
Заполнение неравностенных отливок сложной конфи-
rурации следует вести с учетом максимальноrо выхода
rазов через вентиляционные каналы, подводя металл и
создавая первоначальный турбулентный подпор не в
толстом, а в наиболее тонком сечении полости формы.
Если же струя металла ударяется в стержень, rидравли-
ческий подпор будет оrибать ero, оставляя незаполнен-
ным пространство за стержнем, и, чтобы избежать де-
фектов по недоливу, следует направлять впускную струю
мимо стержня вдоль стенки формы
Заполнение формы жидко-твердым сплавом. Стремле-
ние снизить турбулентность потока привело к возникно-
вению HOBoro направления литья под давлением, осно-
BaHHoro на заливке сплавов в жидко-твердом состоянии.
Заполнение жидко-твердым сплавом дает возможность
значительно повысить кинетическую энерrию потока
без нарушения ero сплошности. В результате уменьша-
ется вероятность образования rазовоздушных дефек-
тов, отсутствует приваривание расплава, повышается
качество поверхности отливок и снижается износ фор-
мы. Исследования А. Б. Зуева показали, что при залив-
ке алюминиевоrо сплава в жидко-твердом состоянии
плотность отливок повышается H IO 15 о/о. В то же
время литье под давлением алюминиевых сплавов, на-
ходящихся в жидко-твердом состоянии, позволяет полу-
чать такие же тонкостенные отливки, как и при литье
из жидкоrо расплава [57].
Возможность повышения заполняемости частично затвердевшим
сплавом Л. Е. Кисиленко и В. Н. Зеленов' объясняют выделением
теплоты из расплава при прохождении ero через тонкие сечения
полости формы. Эффективность разоrрева металла можно повысить,
создавая в тонких сечениях формы локальную термоизоляцию
[33]. Расчеты показывают, что при содержании в сплаве типа
АISi7МпО,З твердой фазы OKOol'lO 40 О/О и скор остр потока 40 м/с
происходит повышение температуры расплава на 630. Кроме разоrре
ва на подвижность расплава влияет также тиксотропия уменьше
ние напряжений СДв'иrа с увеличением степени деформации при
разрушении структуры кристаллизующеrося металла. При движении
сплава с большим количеством твердой фазы образуется реолоrи-
ческая система, в которой сдвиrовые деформации сосредоточиваются
в жидких прослойках между затвердевшими блоками кристаллов.
Происходят как бы смазывание этих блоков и увеличение их под
ижности [41].
57
По данным исследования, проведенноrо Л. Е. Киси
ленко и друrими на заводе АЗЛК (Москва), оптималь-
ное сочетание плотности и механических свойств отливок
из алюминиевых сплавов наблюдается при содержании
в заливаемом расплаве твердой фазы 20 40 О/о (рис. 20) ·
р, Z/CH J НВ
2,730 69
2, 726 ''10 68
130 67
2} 718 20 "О о 120 "О ?J 1 i'o 66
О 60fjJ, % о 20 О 20 "о ,%
а) о) о)
Рис. 20. Изменение плотности (а), О'в (6) И НВ (8)
Заливка в жидко твердом состоянии позволяет ис
пользовать для литья под давлением медные сплавы с
малым содержанием олова и цинка, например, сплавы
типа CuSn lOZn2 и CuSn5Zn5Pb5, имеющие при заливке
их в жидком состоянии слишком высокую температу
ру [91].
Микроструктура сплавов, залитых в жидко-твердом
состоянии, характеризуется окруrлой формой зерен
твердоrо раствора, что улучшает механические свойства
отливок (40].
Образование дисперсноrо потока заполнения. При вы-
.
соких скоростях впуска после удара впускнои струи о
u u
преrраду возникает дисперсным поток, представляющии
собой беспорядочное движение раздробленных капель
u
меЧ'алла, суммарным вектор скорости которых направ-
лен перпендикулярно к преrраде. На рис. 21 приведены
отдельные кадры заполнения и кристаллизации прямоу
rольной отливки размером 85Х40Х 10 мм при скорости
впуска 35 м/с. Форма заполнялась алюминиевым спла
вом типа AlSi 12 при температуре 900 К. На кадрах
u
скоростном киносъемки видно, что примерно через
0,016 0,02 с после начала заполнения образуется дис
персный поток, направленный в сторону питателя. Через
0,03 с наступает момент «мнимоrо заполнения», сопро
56
.J
Рис. 21. Заполнение прямоуrольной отливки дисперсным потоком
вождающийся объединением отдельных капель металла
в жидкую дисперсионную среду, наполненную мелко
раздробленными (дисперсными) включениями воздуха
и rазов. При недостаточном подоrреве формы часть Ka
neJlb намерзает на стенки формы, образуя оболочку,
препятствующую выходу rазов по плоскости разъема.
После «мнимоrо заполнения» струя продолжает прохо
дить через смесь металла с воздухом, уплотняя ее до
тех пор, пока давление rазов в пузырьках не станет
равным давлению потока. Наблюдаемое на кинокадрах
расширение струи вызвано повышением rидравлическоrо
сопротивления в форме. К моменту окончания заполне
ния (кадр 70.10 З с) rазы остаются в металле в виде
мелких включений, равномерно рассеянных по всему ce
чению, в том числе и около поверхности отливки. rазо-
вая пористость возрастает по длине отливки в направ-
лении от дальнеrо ее конца к питателю. Пористость при
дисперсном и турбулентном заполнении одинакова в
отливке остается до 50 О/о первоначальноrо объема ra-
зов. Но при дисперсном заполнении пористость значи-
тельно меньших размеров, чем при сплошном движе-
нии, и не так сильно влияет на служебные свойства от-
ливок.
На рис. 21 были представлены кадры заполнения
дисперсным потоком формы без предварительноrо по-
v
доrрева, в которои затвердевание металла начинается
у стенок до окончания заполнения. Схема движения дис-
59
fIepCHoro потока в подоrретой форме дана на РИС. 22.
HarpeB фОрl\1Ы устраняет преждевременное образование
твердой оболочки металла и способствует удалению ra
зов по плоскости разъема и через вентиляционные ка-
t
t
.3
16
30
41
55" 70.10 !c
t
21
26
Рис. 22. Теоретическая схеМа движения дисперсноrо потока
налы. Равностенные отливки, представляющие собой
совокупность прямоуrольных полостей, заполняют ана-
лоrичным образом (рис. 23).
ON< J<. У.
':>N
К
f t
.. ......
8 10 19 36
51
70
'.1. ,О ..;.....
(;: '{,
. . :=
, .
. .:
,
, '.
: ..
.. 1':
: ..
.. : :
'.
. '.
:
1.f
200"0 lc
Рис. 23. Движение дисперсноrо потока в' П-образной полости формы
Если форма заполняется жидким сплавом и б пнт /
/б отл < 1/3, то дисперсное движение наблюдается при
скоростях впускноrо потока 20 25 м/с и более. С YBe
личением этоrо отношения дисперсное движение воз
60
МОЖно при скоростях менее 20 м/с. Для определения
критической скорости VНр(Д) перехода от сплошноrо тур..
булентноrо движения к дисперсному перепишем систе..
му дифференциальных уравнений движения в виде
функциональной связи между критериями Рейнольдса
(Re), Прандтля (Pr) и rеометрическим критерием, вы..
раженным отношением бпит/ботл:
Re === <р (Pr, бпит/ботл),
которая мо)кет быть заменена степенной зависимостью:
Re == CPr m (бпит/ботл)п,
откуда после подстановки значений критериев Re
Vир(д) 2б отл /v и Pr == V/aM получим выIажениеe для на..
хождения критической Vир(д):
VKp(A) == сvm+l/(2дОТJI (ам)т] (бпит/ботл>п],
rде С, т и n постоянные величины, определяемые по
экспериментальным зависимостям Vир(д) от v и бпwr/ботл
(построенным в лоrарифмических координатах), кото..
рые находят на основе скоростной киносъемки, фикси..
рующей начало дисперсноrо движения в полости фор..
мы (рис. 24).
На основе экспериментальных зависимостей, анало..
rичных представленным на рис. 24, получены формулы
для определения величины VИр(Д) дЛЯ сплавов, м/с:
VKprd} , н/с
20
-.....;;...
50
40
30
O,J О, '1 0,5 0,6 7), сет
а)
0,4 O,S 0,6 0,1 '1, сСт
6)
..
Рис. 24. Зависимость критической скоростц дисперсноrо заполнения
от вязкости цинковых (а) и алюминиевых (6) сплавов
61
CbHHt(OBO-СУРЬМmiьrх
V ( ) == 32,,0,35 ( д / б ) 0,4
кр Д пит отп
ЦИНКОВЫХ
59 0,42 ( R / ) 0,54.
VKp(A) == " U пит и отл ,
алюминиевых
82 0,46 ( R JR ,0,61 .
VKp(A) == V UпиrtUотпJ ,
мarниевых
75 0,52 ( R J R ,0,65
акр(д) ==" "mn u ar J1/ ·
(29)
J
Необходимо учитывать, что формулы (29) справед-
ливы только в условиях эксперимента, а именно при
Б ОТJI в пределах 3 5 мм и отношении (Т зал Т ф) /
'(Т кр Тф) не более 1,15 1,2. Значения анр(д), подсчи-
танные по формулам (29) при отношении бпит/б отл ==
== 1/4 составляют для свинцово-сурьмяных сплавов 15
17 м/с, цинковых (ЦАМ4-З) 19 22, алюминиевых (АЛ2)
24 28 и маrниевых (Мл5) З5 40. Высокая критичес-
кая скорость впуска маrниевых сплавов объясняется их
повышенной вязкостью из-за склонности к окисле-
нию.
Дисперсное движение потока заполнения можно ис-
пользовать при изrотовлении равностенных, тонкостен-,
ных отливок сложной конфиrурации. Определяя сте-
пень дисперсности, следует учитывать, что при одном и
том же объеме rазов, захваченном дисперсной смесью,
размеры пор и распределение их по сечениям отливки
MorYT быть разными. Чем выше скорость впускноrо по-
тока, тем мельче капли металла, образующиеся при
ударе струи о преrраду, и тем мельче rазовые включе-
ния, распределяющие между этими каплями. Например,
при скорости впуска 120 м/с rазовая пористость стано-
вится настолько мелкой, что поверхность отливки мо-
жет подверrаться полировке.
Заполнение полости формы дисперсно-турбулентным
потоком. Поскольку все реальные отливки имеют какие-
то, хотя бы небольшие, локальные утолщения (бобыш-
ки, приливы, переходы) и не MorYT быть идеально рав-
ностенны, дисперсное заполнение в чистом виде наблю-
дают очень редко. Реальное заполнение от ивок слож-
ной конфиrурации представляет собой последовательное
62
превращение дисперсноrо потока, образовавшеrося в
месте удара струи о стенку формы, в сплошной турбу-
лентный rидравлический подпор, как это показано на
рис. 25. В неравностенной полости формы диспеРСIiЫЙ
поток, образовавшийся спустя 5. 1 O 3 С после начала
заполнения, сперва заполняет полость, расположеНQУЮ
t
2
5
9
27
5,,"
67
75
: :. : 0 ::'::':':
.... е.
(\'::" :;
.....
00
'. .
:.::.
.е:
.: .
:.:::::::./ :::
.::. :X:::/.
:::.::0:': ::'0::'
'::: .::: :::.::
. . . ::' . . .
. .
) ItOO.10
, ,
Рис. 25. Схема дисперсно-турбулентноrо заполнения
около питателя. При прохождении более TOHKoro сече-
ния скорость потока снижается вследствие трения Ме-
талла о стенки формы, и коrда величина скорости СТа-
новится меньше ее критическоrо значения (анр(д) дви-
жение потока приобретает турбулентный характер. На
рис. 25 переход к сплошному турбулентному движению
отмечен через 27.10 с после начала заполнения.
Захваченные турбулентным потоком rазы ВЫНОСятся
в наиболее удаленную полость формы в виде КРУПных
включений. Так как при последовательном диспеРСI-IО-
турбулентном заполнении наименьшее количество rазов
захватывается на первом этапе этапе диспеРСНоrо
движения, следует подводить питатель в самую БОJIЬ-
шую по объему полость формы. Кроме Toro, для ПОвы-
шения качества отливок необходимо, чтобы наиболее
удаленная полость формы служила промывником.
Математическое описание движения турБУJlентноrо и дИСпер-
CHoro потоков. В сплошном турбулентном или в раздробленном TYP
булентном, т. е. в дисперсном, потоке каждая отдельно .взята я час-
тица металла движется по сложной криволинейной траектории. Най-
ти уравнения, которые Mor ли бы Описать такое движение, невоз
можно. Для математическоrо описания турбулентноrо и диспеРсноrо
63
движений используется метод осреднения скоростей, cor ласно ко-
торому любую мrновенную скорость можно разложить на три сос-
та вляющих, направленных по осям координат. Поскольку при опи-
сании движения металла полость формы рассматривается как
плоский канал бесконечной ширины, можно учитывать только две
составляющие скорости: продольную v cp, направленную по оси
потока, и поперечную v cp. Тоrда модуль осредненной скорости
V oep определится выражением
Ооср == .у (o P)2 + ( CP)2 ,
rде
t
v cp == (I/t) S ох dt;
о
t
v cp == (I/t) S Vydt.
о
Понятие осредненной скорости по времени не следует отождествлять
с понятием средней скорости по сечению потока, которая определя-
ется выражением:
Оср == (I/F) S'oxdF.
F
Если заменить в турбулентном (дисперсном) потоке MrHOBeHHble ско-
рости каждой точки значениями осредненных скоростей для отдель..
ных слоев, можно движение потока заполнения рассматривать как
установившееся. В этом случае толщина д п . е поrраничноrо лами
HapHoro слоя А определяется формулой
В п . с == 62 ,8tЩе О, 875,
rде d ---- диаметр или характерный размер полости формы. Посколь
ку критерий Рейнольдса Rе==vпотd/v, а d 2БОТJI' то при дви}ке
нии потока со скоростью VПОТ толщина ламинарноrо слоя равна:
В п . С == 70В отл [v/(вотлопот)]о,875.
Толщина поrраничноrо слоя практически очень мала. При заливке
формы жидким алюминиевым сплавом со скоростью 5 м/с она со-
ставляет 0,05-----0,06 мм, а при заливке жидко твreрдым сплавом
0,1 0,2 мм.
Закон распределения скоростей в турбулентной .зоне плоскоrо
потока имеет вид:
V/Vmax == (2у/в отл )п,
(30)
rде Vmax скорость по оси х; n показатель степени, зависящий
от числа Re и степени турбулентности потока. Если число Re== 5. 104,
то n== 1/7 (закон Кармана):
v/v max == (2у/В отл )I/ 7 · (31)
Это выражение представляет собой закон распределения скоростей
в сплошном турбулентном потоке.
64
Удельный расход q для турбулентноrо течения в ппоском ка-
нале равен:
+с'отл/ 2
q J fJ dy.
6отл/2
Подставляя v из выражения (31), заменяя q/бота==vср И и Hтerpи-
руя, получим:
О ср (7/8) Отах, а Ошах (8/7) О ср .
Подставляя значение V max В BЫ
ражение (31), найдем закон pac
пределения скоростей по сечению
сплошноrо турбупентноrо потока
металла:
J{ля случая заполнения полости
формы дисперсным потоком пока-
затель степени n в уравнении (30)
равен 1/10. На рис. 26 показа-
но изменение скорости по сече-
нию турбулентноrо потока при
n=== 1/7 (кривая 1) и дисперсноrо Рис. 26. Изменение скоростей
потока при n=-1/10 (кривая 2) в в ламинарном турбулентном и
сравнении с законом распределе- дисперсном потоках
ния скоростей при ламинарном
движении (кривая 3).
Падение давления на участке длиной 1 турбулентноrо или дис-
персноrо потока определяется формулой
v (8/7) Оср (2у/б отл ) 1/, .
н Ооrл
2
3t отл
В
6 0тл
6 0тл
8
О
v
Vc
РО ........ Р, == ЛРм рl/(4ботл),
(32)
L ...... .
rде л ---- коэффициент rидравлических сопротивлений, определяемый
уравнением
lrvл ....... 21, [2,51/(Re уА) + KI(7 ,44б отл )]
(здесь К высота неровностей поверхности формы). Анализ этоrо
уравнения показывает, что при числах Re от 10 i ДО 105 Л перестает
зависеть от значения числа Re, в связи с чем допустимо определить
значение 'А приближенной формулой:
1 10 2 [К/(2б отл »)0 ,314.
Подставляя это значение 'А в формулу (32), получим закон падения
давления в турбулентном (дисперсном) потоке:
Ро ........ Р, 10---1 [К/(2б отл )]О, 3 14 PMv ;II( 4б от п> ,
или, принимая приблизительно К ==5.10 6 и окруrляя показатель
степени 0,314, имеем (МПа):
Ро Pl == AV pl/( б отл r б отп ), (33)
з :11<. Зf)
65
rAe А коэффициент, равный 0,442.10--7 для алюминиевых сплавов,
0'318.10--7...... для маrвиевых, 1,28.10--7 для цинковых, 1,415.10--7
для медных; Vcp...... средняя скорость потока, м/с; 1 и Б ОТJI ...... длина
и толщина отливки, м.
Например, для отливки из алюминиевоrо сплава (1==0,4 м,
б отJI ==0,008 м) при vcp==20 м/с падение давления в дисперсно-
турбулентном потоке составляет:
Ро р, == 0,442.10---7 (20)2 0,4/(0,008 }' 0,008 ) == 0,456 МПа,
а для аналоrичной отливки толщиной БОТJI ==0.002 м:
ро...... р, == 0,442.10---7 (20)20,4/(0,002 V O,002 ) == 5,085 МПа.
Расчеты показывают, что при уменьшении толщины отливки в
.4 раза давление в потоке увеличивается почти в 9 раз. Поэтому пр,и
заполнении тонкостенных отливок требуется применять машины с
мощным прессующим механизмом, обеспечивающие необходимое
давление на всем протяжении заполнения формы.
rЛАВА 111
ТЕПЛОВЫЕ УСЛОВИЯ ФОРМИРОВАНИЯ ОТЛИВКИ
Тепловые условия должны обеспечивать подвиж"
ность сплава как в период заполнения формы, так и в
процессе подпрессовки: в период заполнения препят-
ствовать образованию оболочки затвердевшеrо металла
у поверхности формы, в процессе подпрессовки обес-
печить перемещение затвердевающеrо металла в пита-
теле и тех сечениях отливки, rде необходимо ликвидиро-
вать или уменьшить пористость. Оптимальные тепловые
условия способствуют улучшению качества поверхности
отливок.
Тепловые режимы определяют не только качество
отливок, но и стойкость формы. Цикличность темпера-
турных напряжений rлавная причина разрушения по..
верхностных слоев матриц и пуансонов. Кроме Toro,
стоЙкость форм снижается из-за активноrо силовоrо вза-
имодействия между охлаждающимся сплавом и Harpe-
вающимися полуформами. Тепловые условия формиро-
вания отливки должны предусматривать минимальную
цикличность температур, а выбор сплава для отливки и
материала для формы должен обеспечивать минималь-
ное силовое взаимодействие между ними.
66
1. ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕМПЕРАтУРноrо ПОЛЯ СИСТЕМЫ
ОТЛИВКА---- ФОРМА
Анализ тепловых условий формирования отливки ве-
дут на базе изучения процессов распределения теплоты
в отливке и форме. Для решения конкретных задач теп-
лообмена между отливкой и формой необходим экспери-
мент, а для объединения аналитических и эксперимен-
"
тальных MeTOДO исследования температурных полеи
системы отливка форма используются критериальные
уравнения теории подобия.
2
J
а)
6)
Рис. 27. Элемент термопары (а) и расположение термопар (6)
(по Е. Микелю)
Экспериментальные методы исследования темпера-
туриоrо поля. Одно из первых экспериментальных иссле-
дований тепловоrо взаимодействия между потоком ме-
талла и формой при литье под давлением было осущест-
влено Е. Микелем, который измерял температуру на по-
верхности формы с помощью высокочувствительных по-
верхностных термопар [108]. Корпус 1 термопары
(рис. 27, а) изrотовлялся из той же стали, что и фор-
ма. Никелевый проводник 2 покрывался изолирующим
слоем оксидной пленки и тонким никелевым слоем 3,
нанесенным на корпус электролитическим способом.
Толщина этоrо слоя, т. е. второй электрод термопары,
составляла (10 + 2) мкм. Таким образом фактически
измерялась температура поверхности с точностью + 150
Термопары (рис. 27, 6) располаrались: в литнике (1),
около питателя (2), в полости формы (3 и 4), после
промывника в вентиляционном канале (5). Полученные
ОСЦИЛЛОI'раммы изменения температуры поверхности
формы представлены на рис. 28. В точках 1 4 (см.
рис. 27) видно резкое повышение температуры (более
3* 67
773
673
573
Рис. 28. Осциппоrраммн
изменения температур..
(кривые 1 5) соответст-
вуют номерам термопар
на рис. 27, б.
\7; К
2
873
1
- -
s
о 1 2 3 4 5 6 t,c
чем на 300 о за 0,001 с). В точке 5, в которой термопара
не соприкасалась с жидким металлом (этой точке на
рис. 28 соответствует кривая 5), температура повыша-
ется очень незначительно. По мере охлаждения отливки
вместе с формой температура во всех точках падает,.
приближаясь к исходному значению температуры подо
rpeBa формы (573 К). В точке 1 (см. рис. 27) темпера-
тура поднимается до температуры заливки металла (на
рис. 28 кривая 1). В точке 2 (кривая 2) наблюдается
максимальное повышение температуры контакта при
прохождении металла с большой скоростью через пи-
татель (при температуре заливки 883 К температура
формы достиrала 923 943 К). Соответственно повыша-
лась и температура расплава, в связи с чем температу-
ра в точке 3 (кривая 3) также превышала первоначаль-
ную температуру заливки.
Повышение температуры металла и формы при про-
хождении сплава через питатель, вызвано превращени-
v v
ем части кинетическои энерrии впускнои струи в тепло-
вую вследствие трения. Друrая часть кинетической
энерrии, по мнению х. К. Бартона и С. Сакуи, превра-
щается в тепловую в момент резкой остановки потока
при окончании заполнения формы. Разоrрев металла в
конце заполнения был зафиксирован позднее Х. Ори и
друrими [118].
При заливке сплава типа ZnA14Cu3 в холодную фор-
му (рис. 29, а), падение температуры от точки А ДО
точки В на кривой (1) соответствует образованию зат-
вердевшей оболочки у поверхности формы, а появление
BToporo пика С, совпадающеrо с окончанием заполнения,
подтверждает наличие разоrрева металла при останов-
68
Т,к
673
573
473
З73
.. 20 О 20 40 60 80x10 t,c "20 О 20.40 60 80х10" 2 t,C
Рис. 29. Изменение температуры металла при начальной темпера-
туре формы 298 (а) и 373 К (6)
ке потока. В подоrретой форме (рис. 29, б) оболочка не
образуется, пики А' и С' (кривая }') сrлаживаются, а
разность температур (кривая 2) между дальним сече..
нием и питателем минимальна.
Для измерения температуры жидкоrо металла, фор..
мы и контакта поверхности между ними применяют
различные конструкции термопар [50]. Минимальной
инерционностью обладают термопары, электроды кота..
рых замыкаются расплавом (рис. 30, а). Для измере..
ния температуры формы электроды термопары монти"
руются В специальном наконечнике, изrотовленном из
Toro же материала, что и измеряемый элемент формы
(рис. 30, б). Для более TecHoro контакта rорячеrо спая
с формой К. Нельсон r екомендует поджимать корпус
термопары пружиной 110]. Для измерения темпера ту..
u u
ры контакта rорячии спаи выводится на поверхность
(рис. 30, в). Применение в таких термопарах ленточных
5 '" 2 1
"-
1
5)
2
J 2 f
а)
Рис. 30. Датчики температур металла (а),
формы (6) и контакта металла с формой (8):
1 --- электроды; 2 --- изоляция электродов; 8 ---
асбестовое уплотнение; 4 --- корпус; 5 --- rорячий
спай; 6 --- слюдяные пластинки
69
электродов повышает точность замеров [90]. Для ис-
следования температурноrо поля арматуры М. л. Зас-
лавский предложил размещать термопары в прокладке
между полуформами. Термопары 2, изолированные фто-
ропластовыми трубками, вставляются в прорези про-
кладки 1 и вводятся между пластинками 3 пакетов ар-
матуры (рис. 31, а). Измерение температуры на рабо-
к осциЛЛО2рафу
о)
Т,К
I
О 05 fJ,10 0/5 а20 2 " G 8 t,c
о)
Рис. 31. Введение термопар через прокладку (а) и изменение
температуры арматуры при ботя == 10 мм (А, Б, В), и ботя ==
== 4 мм (А', Б', В')
чей поверхности арматуры, на расстоянии 2,5 мм от по-
верхности и в центре арматуры показывает, что в на-
чале заполнения температура отличается в этих точках
почти на 100 о (кривые А, Б, В на рис. 31, б), а по мере
остывания отливки приближается к температуре
предварительноrо подоrрева формы. С уменьшением
толщины стенки отливки с 10 до 4 мм (кривые А', Б',
В') температура арматуры выравнивается.
Моделирование тепловых условий формирования от-
ливки. Моделирование эффективный способ изучения
температурноrо поля отливки и формы при освоении но-
вых изделий. Модели задается такая же тепловая Har-
рузка, как и проектируемый форме. Затем путем подбо-
ра условий охлаждения моделируется расчетный тепло-
вой ре}ким заполнения, подпрессовки и затвердевания
отливки. Для тонкостенной отливки, охлаждаемоЙ в
массивной металлической форме, моделирование можно
70
осуществить методом rидравлическоrо или электричес-
Koro аналоrирования. Термин «аналоrирование» пред-
ложен r. Ф. Баландиным для методов моделирования
путем замены изучаемоrо процесса аналоrичным, но
друrой физической природы [4]. При использовании
rидравлической аналоrии процесс передачи тепла заме-
няется подобным ему процессом ламинарноrо движения
жидкости в системе сообщающихся сосудов, а при
электрическом аналоrировании процессом движения
электричества в проводнике [34].
При исследовании тепловых режимов литья под
давлением наиболее широко применяют электрическое
аналоrирование, при котором сопоставляют математи-
ческую модель теплопроводности (закон Фурье для од-
HOMepHoro потока)
дТ/д! === а м (д 2 Т/дх 2 )
с математической моделью распределения электричес-
Koro потенциала U в линейном проводнике (закон Ома)
дU/д! == [l/(RC)] (iPU/ax 2 ),
rде R электрическое сопротивление; С емкость.
Аналоrия законов Фурье и Ома в том, что тепловой по-
ток пропорционален разности температур, а электричес-
кий разности потенциалов.
При использовании метода электрическоrо аналоrи-
рования для рассмотрения температурноrо поля систе-
мы «отливка форма» изrотовляют сетчатую модель,
u
состоящую из отдельных электрических сопротивлении,
u "
которая вместе с аппаратурои ввода тепловых условии
задачи и измерения результатов моделирования состав-
ляет специальное устройство электроинтеrратор. На
рис. 32 показана схема плоскоrо сеточноrо электроин-
TerpaTopa, разработанная В. П. Новиковым. Для сетки
постоянных сопротивлений в интеrраторе использованы
тензодатчики с сопротивлением (175 + 0,1) Ом. Моде-
лирование теПЛОDоrо действия отливки осуrцествляется
16-ю высокоомными переменными сопротивлениями.
При этом температура формы отсчитывается от темпе-
ратуры стенок охлаждающих каналов, как от нуля.
Для моделирования друrих условий (например, для за-
дания температуры подоrрева формы) предусмотрено
еще 16 переменных сопротивлений. Прибор питается
постоянным током от универсальноrо источника
71
УИП l. Установка тока в каждом сопротивлении пе..
ред началом расчета и контроль тока в процессе расче-
та осуществляют ампервольтметром. Изменение силы
тока записывают осциллоrрафом, одну клемму которо"
ro подключают к минусу схемы, а друrую щупом соеди-
няют с узлом сетки электроинтеrратора, моделирую-
Сеть
А BO--5м(",А
+
H 373
+
у
14
13
12
11
10
9
8
7
б
5
4
J
2
1
О 1 2 J 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 11,. х
Сетка
сопротиВлении
""""
"
"
\
\
\..
'-,
I I '1"
Рис. 32. Схема плоскоrо сеточноrо электроинтеrратора для моде-
лирования TeMnepaTypHoro поля
щим тепловую наrрузку. Расчет температурноrо поля
начинают с размещения сечения формы на поле интеr-
ратора. Края сечения должны примерно совпадать с
периметром сетки. На сетку наносят контур отливки и
u
В каждыи узел контура вводят ток пропорционально
количеству теплоты, отводимоrо от отливки в форму.
Устанавливают предполаrаемые места (контуры) рас-
положения охлаждающих каналов. После этоrо опре..
деляют напряжения в исследуемых точках модели фор-
мы и, умножая значения их на коэффициент моделиро-
вания K T ==I1TjI1U, устанавливают температуру точек.
Затем к полученному перепаду температуры в форме
прибавляют значение температуры охлаждающей жид..
кости (воды) и перепад температуры между водой и
стенками канала, а для точек на рабочей поверхности
формы вводят поправку на нестационарность потока
72
тепла. По этим данным определяют температуру в
каждой точке и общее температурное поле формы.
Фирмой General Motors (США) разработан метод
моделирования температурноrо поля формы с охлажда-
ющими каналами с использованием вместо сеточноrо
интеrратора электропроводной бумаrи. Из этой бумаrи
вырезают контур формы или какой-либо ее части. Кон-
тур отливки наносят краской с малым электрическим
сопротивлением. При необходимости учета влияния на
охлаждение формы крепежных плит машины их контуры
также наносят на модель. Каналы охлаждения модели-
руют короткими медными трубками, перемещая кото-
рые по поверхности модели можно изучать различные
варианты отвода тепла от отливки. Сначала определя-
u .
ют количество теплоты, поступающеи на каждыи учас-
ток рабочей поверхности формы при заданных пара-
метрах отливки и производительности. Затем находят
температуру рабочей поверхности для каждоrо элемен-
та отливки с поправкой на нестационарность теплооб-
мена, которая определяется из экспериментальных дан-
ных. При моделировании на бумаrе, так же как и при
использовании сеточноrо электроинтеrратора, можно
учитывать трехмерность температурноrо поля. Для этоrО
исследуют два взаимно перпендикулярных сечения фор-
мы. За rnaBHoe сечение принимают то, которое содержит
поперечный разрез охлаждающеrо канала изучаемоrо
участка формы. Вспомоrательный разрез выбирают
вдоль охлаждающеrо канала на нем определяется
величина поправочноrо коэффициента, на который ум-
u
ножают rрадиент температуры, измеренныи на rлавном
сечении.
Критериальные уравнения теплопередачи. Аналити-
ческие и экспериментальные исследования MorYT быть
использованы для решения задач о распространении
теплоты в форме на основе теории подобия, соrласно
которой два или несколько явлений подобны, если они
описываются одними дифференциальными уравнениями
и имеют подобные условия однозначности [19]. Рас-
сматриваемая задача состоит из следующих уравнений:
распространения теплоты Фурье........ Кирхrофа, движения
металла и неразрывности потока. Подобие условий од-
нозначности для этой системы дифференциальных урав-
нений обеспечивается равенством определяющих крите-
риев подобия:
73
Fo == а м t зап /f12; Ре == Vфd/а м ;
Re == Vфd/v; Pr == v/a M ,
тде Fo, Ре, Re и Pr критерии Фурье, Пекле, Рей-
нольдса и Прандтля; d характерный размер отливки,
равный для тонкостенной отливки типа пластины 26 0тл ;
VФ скорость потока металла в форме.
Равенство определяющих критериев означает и paBeH
ство неопределяющих критериев, в состав которых BXO
дят величины, не содержащиеся в условиях однозначно..
сти. Например, критерий Нуссельта характеризует ин
тенсивность теплообмена между металлом и формой:
Nu == adj'л м ,
rде л'м коэффициент теплопроводности заливаемоrо
металла.
Результаты экспериментов представляются в виде
степенной зависимости между критериями, называемой
критериальным уравнением, в котором определяющие
критерии являются арrументами, а неопределяющие
функциями. Если функцией является коэффициент теп-
лоотдачи а, имеем критериальное уравнение вида:
Nu == AFonPenJReп2Prn'.
Так как критерий Ре можно представить как произве
дение критериев Re и Pr, то для стационарноrо движе
ния металла в форме, при которой критерий Fo==O,
уравнение принимает вид:
Nu == А Re n Prn1 . (34)
Рассмотрим пример расчета теплообмена на поверхности между
отливкой и формой в условиях литья под да лением при турбу-
лентном течении металла в процессе заполнения. Температура Т ф
каждоrо участка поверхности фОРМЫ в процессе заполнения может
быть вычислена по формуле HarpeBa полуоrpаниченноrо тела:
ТФ == Тф.нач + КТ (Т м Тф.нач),
(35)
rде Т ф.вач начальная температура формы перед заливкоЙ; К т -----
коэффициент, характеризующий степень приращения температуры
формы, определяемой выражением:
Кт == 1 (I/Vn) [1/2 1/(2z3) + 3/(4z 5 ) ----. . .],
в котором безразмерная величина z равна:
2 == (а./Лф) V афt ,
(36)
74
(здесь а коэффициент теплоотдачи при конвективном теплообме
не; л'ф коэффициент теплопроводности фОРМЫ; аф ---- коэффициент
температуропроводности фОРМЫ; t продолжительность течении
турбулентноrо потока металла на рассматрив'аемом участке формы).
Расчеты, сделанные Чжу Сень Юанем, показали, что для усло-
ВИЙ литья под давлением критериальное уравнение теплообмена (34)
можно представить в виде формулы, предложенной М. А. Михеевым
для пластины, омываемой rорячей жидкостью:
Nu == 0,38 (Re.Pr)O ,65.
Подставляя значения критериев N u, Re и Pr и решая относительно
а, имеем:
ct == (О ,38л'м/d) (vфll/ам)О ,65.
Подставляя значение а в выражение (36), получим формулу дли
расчета безразмерной величины z:
2 == л../(d"'Ф) (Vфd/а м ) О ,65 yQфt,
которая для алюминиевых сплавов и стальной формы принимает
В'ид
z == 6, 35vg · 65 t О . 5
(здесь Vф в м/С, а t........ в с).
z
z80
70
::
tsl 40
11
N ЗО
20
10
\7,0 0,9 КТ
о 0,1 0,2 0,3 0,'1 0,5 0,6 0,7 0,8 t 1 С
Рис. 33. HOMorpaMMa для определния z и Кт в зависимости от про-
должительности контакта металла с ПОВ'ерхностью формы
Для определения z и коэффициента Кт можно использовать
HOMorpaMMY (рис. 33). Например, при скорости потока 30 м/с и
продолжительности ero движения вдоль поверхности формы 0,16 с
2:::824, а Кт-О,97. Принимая Тф.вач-473 К И Т м-873 К, по форму-
ле (35) подсчитываем, что температура поверхности формы HarpeBa-
ется до 853 К.
75
Критериальные уравнения типа (34) позволяют pe
шать только частные задачи изменения температуры
контакта поверхности формы в условиях конвективноrо
теплообмена с движущимся по ней расплавом. Для pe
шения более общих задач изменения коэффициента
теплоотдачи от расплава к форме можно использовать
критериальное уравнение, предложенное А. В. Лыко-
вым:
&/{}о == q>(x/X; Bi; Ро),
(37)
rде {}/t}o безразмерное отношение искомой темпера-
туры Т к начальной То, в котором температуры отсчи-
тываются от температуры Т с окружающей среды как
от нуля:
{}/&о == (Т Т с)/(Т о Т с);
xjX параметрический критерий (отношение xapaKTep
ных размеров потока х и формы Х); Bi == (а/л) х кри-
терий Био, в котором а в отличие от критерия Nu явля-
ется суммарным, а не конвективным коэффициентом
теплоотдачи.
Критерий Bi служит основной характеристикой ин-
тенсивности теплообмена между отливкой и формой.
При литье под давлением температура заливаемоrо Me
талла меняется медленнее, чем температура поверхно-
стных слоев формы, температурный напор HaMHoro MeHЬ
u
ше, чем температурныи перепад, а процесс охлаждения
залитоrо металла происходит в условиях максимально
ro теплообмена. Соответственно Bi» 1, а х/Х--+1.
В результате уравнение (37) можно заменить, как это
предложил А. И. Вейник, простой степенной зависимо-
стью:
Q/Qo == тFо ф ,
(38)
rде m коэффициент, зависящий от конфиrурации OT
ливки; Qo== v фРфСф (Т ф тс) теплота, аккумулируемая
формой (здесь V Ф объем формы; Сф теплоемкость
материала формы; (Т ф тс) начальный температур
ный напор). После дифференцирования зависимости
(38) с подстановкой т==(2/Уп) (ХфFф/V ф ) (здесь Хф
характерный размер формы; F ф площадь контакта
металла с формой), Qo и критерия Fо ф и учитывая, что
отношение dQ/[Fф(Тф Тс)dt] ==а, получим уравнение
76
для определения закона изменения коэффициента теп-
лоотдачи при литье под давлением от времени, Вт/
/ (см 2 . К) :
(2 N ) n t п I /X 2n 1 (39)
а == п 3t афрфСф ф.
Теплоотдача между сплошным ламинарным или тур-
булентным потоком и формой протекает при наиболее
интенсивном теплообм не, которому в уравнении (39)
соответствует, по определению А. и. Вейника, показа-
тель степени n== 1/2:
ct Ьф/(У п УТ), (40)
rде Ь Ф == ЛфСфрф коэффициент тепловой аккумуляции
формы, Вт.сIJ2/м2. К.
Теплоотдача между дисперсным потоком и формой
снижается, так как дисперсная смесь капель металла с
воздухом или с какими-либо друrими rазами менее теп-
лопроводна, чем сплошной поток. В какой"то степени
это обусловлено тем, что охлаждение капель металла
происходит rлавным образом за счет лучистоrо, а не
конвективноrо теплообмена [43]. Экспериментальная
проверка уравнения (39) показала, что в условиях дис..
персноrо заполнения показатель n близок к 2/3. Поэто-
му зависимость а от t в дис персном потоке имеет вид:
С%== (4/З:Vn) [ У В ф (Ь ф )2/V'Т). (41)
rде В ф == ЛфjХ ф термическая проводимость формы в
пределах ее xapaKTepHoro размера, Вт.с 1 / З (м2.К).
2. ТЕПЛООБМЕН В ПРОЦЕССЕ ЗАПОЛНЕНИЯ ЛИТНИКОВОЯ
СИСТЕМЫ И ФОРМЫ
Температура заливки. Температура Т зал заливаемоrо
в форму металла отличается от температуры Т р . п метал-
ла в раздаточной печи на сумму температурных потерь
в ковше T н, камере прессования T пр и литниковой си-
стеме T л:
Т. ал == Тр.п (АТк + АТ пр + T J.
Для расчета процесса охлаждения металла в ковше
А. И. Вейник предлаrает использовать следующее урав-
нение [12]:
(Т к Т О)/(Т р.п Т с) == ехр [........rLк p нtк/(чм + К>], (42)
77
rде ан коэффициент теплоотдачи от расплава к ков-
шу, ра Н:lЙ, по расчетам А. и. Вейника, ДЛЯ алюминие-
вых сплавов 67,7, для цинковых 34,8 Вт/ (м2. К); р н .........
площаДь контакта металла с ковшом, м 2 ; т-м и т н
соответственно массы металла и ковша, Kr; си удель-
ная теплоемкость материала ковша, Дж/ (Kr. К); /н.........
продолжительность нахождения металла в ковше.
Заменяя в уравнении (42) экспоненциальную функ-
цию двумя первыми членами cTeneHHoro ряда (такая
u
замена допустима в связи с малои продолжительностью
нахождения металла в ковше), получим формулу для
определения температурных потерь TH == Т р.п Т н в ков-
ше за время /1\:
T в == а.с [(Т........ Т н) F н/(тм.см + чJJ t и .
в целях снижения T н рекомендуется повышать Т н.
Практически это осуществляt.:ТСЯ опусканием ковша в
u
тиrель раздаточнои печи с подоrревом ero до темпера-
туры, близкой к температуре металла. При t H == 10 с для
алюминиевых сплавов T н == 6--:--8 о, дЛЯ цинковых 2
3 О.
Температурные потери Тпр==Тн Тпр в камере прес-
сования машины подсчитываются с учетом толщины и
теплопроводности смазочноrо слоя [12]:
tJ.Т ПР == (Лсм/ХСМ> [(ТВ T ) P P/(т M + Чи)]} t пр , (43)
rде л'СМ коэффициент теплопроводности смазочноrо
материала, Вт/ (м. К); Х СМ толщина слоя смазочноrо
,
материала, м; Т пр начальная температура камеры
преССОRания, rрад; Р: р площадь KOHT .KTa металла
со стенками камеры прессования, с.
Ниже приведены зависимости АТ пр от Хек И t пр , полученные
на основании расчетов по формуле (55), для порции металла
m м ==0,3 Kr при т к ==1 Kr P p ==1,25.IO 2 м 2 И лсм==0,12 Вт/(м.К)
для сплавов:
,
ЦИНКОВЫХ (Т пр ==420 К)
АТ пр == 1 ,17t пр /Х см ;
,
алюминиевых (Т пр == 520 К)
АТ пр == 1 , 65t пр /Х см ;
,
маrниев'ыx (Т пр == 570 К)
АТ пр:== 3, 15t пр ,'Х СМ '
78
Т а б JI Н Ц I 13
Температурные потери АТ пр в камере прессоваВИ8 К
Cnnа..
Цинковые
Алюминиевые
Мarниевые
Х СМ '
1 0--. м
..,
'пр' с
I 2 3 4 1 2 3 4 5 1 2 3 4
0,5 22 46 67 ...... 32 66 ---- ---- ---- 60 ---- ---- ----
1 11 23 з3 67 16 33 66 ---- ---- 30 60 ---- ----
1,5 7,5 16 22 44 12 22 44 66 ---- 20 40 60 ----
2 5,5 12 16 33 8 16 33 46 66 15 30 45 60
2,5 4 9 15 28 6 12 24 36 46 12 25 36 48
.
в табл. 13 приведены расчетные значения T пр для
различных сплавов в зависимости от толщины смазочно
ro слоя и продолжительности выдержки металла в Ka
мере прессования. Расчеты по формуле (43) и данные
табл. 13 показывают, что скорость охлаждения (темпе
рат урны е потери) металла в камере прессования значи-
тельно превышает скорость охлаждения в ковше. Про
должительность отвода всей теплоты переrрева, если
температура металла больше Т ЛИК на 50 о, при Х СМ ==
== 1.10 4 м составляет для цинковых сплавов 4,9, для
алюминиевых 3,6 и для маrниевых 1,74 с. Поэтому
для предотвращения преждевременноrо затвердевания
металла необходимо увеличивать толщину слоя смазоч-
Horo материала, температуру подоrрева камеры прессо-
вания, сокращая до минимума продолжительность на-
хождения в ней металла.
Температурные потери в цилиндрическом литниковом
канале можно найти, рассмотрев условия охлаждения
элементарноrо объема металла радиусом R л и длиной
L . В этот объем вследствие конвекции поступает за
время dt количество теплоты 1tR2лСмрмvлdt, rде VJI
скорость течения металла в литниковом канале, которая
определяется уравнением неразрывности потока для си-
стемы камера прессования литниковый канал. За это
время из данноrо объема металла отводится через CTeH
79
ки литниковоrо канала количесl'ВО теплоты, равное
'ал (Т л Т' л) 21tR л dL, rде ал...... коэффициент теплоотда-
чи в литниковом канале; Т' л температура предвари-
тельноrо подоrрева литниковоrо канала. Так как, если
пренебречь изменением температуры за счет рассеяния
энерrии потока, количества теплоты можно приравнять,
имеем:
111
RтPмPмfJn dT == 2а п (т п........ T ) dL
или после интеrрирования при rраничном условии ТЛ
== Т пр:
(т п T ) == (т пр ...... T ) ехр [ 2алLп/(смрмRпVп)]' (44)
Для нахождения коэффициента теплоотдачи ал в урав-
нении (44) можно использовать формулу r. Ф. Балан-
дина, при выводе которой для течения металла в литни-
ковых каналах сделано ДОПУIЦение по аналоrии с лить-
ем выжиманием интенсивно охлаждаются только при-
стеночные слои, а температура центра потока остается
постоянной. При таком допущении коэффициент тепло-
отдачи становится постоянным:
а п == (3/2) (лм/R.п).
Подставляя это значение ал в уравнение (44) и заменяя
экспоненциальную функцию двумя первыми членами
cTeneHHoro ряда, получим формулу для подсчета тем-
пературных потерь I1Т л == Т пр Т л в литниковом канале:
T п ==:зл.. (Т пр :T ) L л / (DMPM Vn) (45)
(здесь Lл/v л == t л соответствует продолжительности про-
текания металла через литниковый канал).
Например, при ДЛИне литника L n ==0,15 м, Rn==O,OI м и ско-
рости vn==10 м/с ДЛЯ ЦИНКОВЫХ сплавов [рм==6700 Kr/M 3 , Т пр ==700 К.
Т' .11==430 К, см==531 Дж/кr.К и Лм== 101 Вт/(м.К)], имеем:
АТ л == [3.101 (700 430[0,15]/[531.6700 (0,01)110] 40,
и соответственно ДЛЯ алюминиевых сплавов [Рм ==2600 Kr/M 3 , Т пр-=
==900 К, Т'п==530 К, см==1290 Дж/кr.К и лм=-352 Вт/(м.К)].
имеем:
АТ л == [3.352 (900 530) 0,15]/[1290.2600 (0,01)110) == 220.
Полученные расчетные значения АТ п несколько завышены, так как
формула (45) выведена без учета теплоизолирующих свойств слоя
смазочноrо материала, снижающеrо потери тепла.
80
Температура металла на выходе из питниковой си
стемы соответствует температуре заливки. Величина ее
влияет на процесс теплоотдачи. Расчеты на ЭВМ пока-
зали, что при снижении Т зал алюминиевоrо сплава с 96()
до 878 К коэффициент теплоотдачи возрастает с 7,9. 10.
до 8,7. 104 Вт/ (м 2 . К) [98].
Тепловые условия заполнения формы. В потоке, за-
полняющем форму, возможно накопление твердой фазы,
образующейся в результате смыва металла, который
затвердевает у поверхности. Условия затвердевания кор-
ки металла при движении вдоль поверхности формы
сплошноrо потока определены r. Ф. Баландиным. Если
принять, что коэффициент теплоотдачи изменяется в со-
ответствии с уравнением (40), а температура в интерва-
u
ле кристаллизации сплава изменяется по прямолинеи-
ному закону, то к моменту прохождения сплошным по-
током со скоростью V пот пути Х толщина спл корки в
сечении, отстоящем от питателя на расстоянии х, равна:
COп == 1 ,13Ь ф (Тир т ф)/[Рм (, + c J1TRP)] у(Х........ Х)/V ПОТ ' (46)
rде Т ир == (Тлик+Тсол)/2 средняя температура интер-
вала кристаллизации; Т Ф температура формы; С*м==
== (с' м + см) /2 среднее зна чение удельных теплоемкос..
тей жидкоrо (с' м) и твердоrо (см) сплавов; Тир
интервал температур кристаллизации (Т лик Т сол). Тол--
щина корки дис В условиях движения дисперсноrо по-
тока определяется на основе решения уравнения затвер-
девания с учетом изменения величины аф по формупе.
(41):
ДRC == [ 1,13 V ВФЬ ( Т ир Т Ф) ]/: [Рм (, + с.:лт ир)] х
х i [(Х х)/vпот]1 ·
(47),
.
Одновременно с нарастанием корки металла проис-
ходит ее оплавление и разрушение за счет механическо-
ro воздействия потока. ТОЛIЦину оплавленноrо и разру-
шенноrо слоя ?(, м, в полости формы шириной В можно
оценить уравнением [42]:
х
х == (I/v пот ) S в (VпarX/х)п dX,
%
81.
которое для условий движения алюминиевых сплавов
(в частности, сплава типа AISi9MnO,4MgO,3) ПРJl ско-
рости потока менее 1 м/с принимает следующий вид:
х === О,О02х ln Х/х. (48)
На рис. 34 даны rрафические зависимости относи-
-тельноrо роста х/Х и относительноrо разрушения х/Х
х/х
0,2
2
7 'lO 't О 2
Sспл( дt1С) С
Х '
4
0,8
0,6
О,"
о
а)
6)
Рис. 34. Относительный рост и разрушение корки по длине сплош
Horo (а) и дисперсноrо (6) потоков
корки металла по длине сплошноrо (а) и дисперсноrо
(6) потоков, построенные по формулам (58) (60), при-
веденным к безразмерному виду:
сппlХ === {[ltI3ЬФ (ТI<Р ТФ)]/[РМ (r +c: TRP)]} х
х Vl/(Х v пот ) ( 1 х/Х) ;
' [ з r 2 ]/
дис/Х===\ 1,13 V В ФЬ Ф (ТRР ТФ) [ pM(r+
+ с:i\Т пр )]} V 1/(xv oT) (1 x/X)2;
х/Х == 0,002 (х/Х) ln (х/Х).
'Сравнение этих зависимостей показывает, что даже при
,скорости движения потока менее 1 м/с скорость разру-
шения превосходит рост корки по всей длине потока, за
исключением ero начальных участков, причем для дис-
персноrо движения скорость разрушения более значи-
82
тельна. Так как в реальных условиях литья под давле..
нием скорость потока превышает 1 м/с, разрушение
корки усиливается.
Если температура заливки ниже температуры нача-
ла затвердевания, как это наблюдается при заполнении
формы жидко-твердыми сплавами, то наряду с облом..
ками корки в потоке во всех ero сечениях есть твердая
фаза, которая изменяет удельное количество теплоты
сплава и процесс аккумуляции тепла формой. Накапли-
ваясь на конце потока, твердая фаза может вызвать
преждевременную остановку движения металла. Именно
таким образом возникает специфичный дефект отли-
вок недолив.
Расчет продолжительности заполнения формы. Теп..
ловые условия формирования отливки определяются в
первую очередь продолжительностью заполнения рабо-
чей полости формы. Оптимальную продолжительность
заполнения, обеспечивающую свариваемость отдельных
капель и струй металла, а также направленность зат-
вердевания отливки, подсчитывают из условия, что тем-
пература металла в наиболее удаленном от питателя
сечении не должна падать ниже Т сол или температуры
при которой продвижение потока становится невозмож-
ным. Момент накопления твердой фазы по всему сече-
нию потока должен совпадать с окончанием заполнения.
При исследовании процесса теплообмена между за-
ливаемым металлом и формой в качестве модели отлив..
ки можно рассматривать плоский канал, ширина кото-
poro В значительно превосходит толщину б отл . Допус-
тим также, что поток распространяется в полости фор-
мы в направлении от питателя к промывнику. Движение
в полости формы будем считать установившимся (V пот ==
== const), а температуру по сечению потока постоянной,
рассматривая изменение температуры только по длине
потока. В этом случае температура потока в любом се-
чении, отстоящем от начала полости формы на рассто-
янии х, зависит от продолжительности tпрот протекания
металла через это сечение, и если к рассматриваемому
моменту времени t поток прошел путь Х, то величина
t прот равна:
t прот == (Х ....... х)/v пот == t ....... t ж .
Рассмотрим тепловое состояние элементарноrо объе-
ма потока, заключенноrо между стенками формы, рав-
83
Horo I1х Х 6 0тл Х В, который за время dt отдаст в форму
:следующее количество теплоты:
а,ф(Т Тф)LlFdt, (49)
rДе F площадь поверхности теплоотдачи, равная
2LlxB.
Если к рассматриваемому моменту объем твердой
фазы в потоке составляет V тв, то за время dt удельное
количество теплоты выделенноrо элементарноrо объема
1\ V уменьшится на величину
[c p (LlV LlVTB)dT + CмPMtJ.VTBdT] + rp..dV TB ,
или, поскольку при температурах кристаллизации физи-
ческие свойства идкоrо и твердоrо сплава близки
друr к друrу (C'MP'M CMPM)' можно записать
, ,
....... СМ РМ VdT + rpMdVTB. (50)
Если предположить, что теплота кристаллизации выде-
ляется в интервале температур ТИР равномерно, то
объем выделившейся твердой фазы пропорционален раз-
ности температур Т ЛИИ Т:
tJ.V TB == LlV (Т 1ШН Т)/I1Т нр ; I1V TB == I1VdT/I1TKP.
Приравнивая выражения (49) и (50), заменяя перемен-
ную dV TB на dT и подставляя значения F и 11 V, полу-
чим дифференциальное уравнение тепловоrо баланса
для рассматриваемоrо элемента потока:
а,ф (T Тф)dt == (боrпрм/2) (c + r/I1Т ир ) dT. (51)
J{альнейшее решение уравнения (51) зависит от вида
функции аф:=:ср (t). При заполне нии сплошным потоком:
схф == Ьф/(VпVt t x ),
и уравнение (51) после разделения переменных, имеет
вид:
dt/Vt t x == ....... [Vзi д от пРм/(2Ь ф )] х
х (с +r/ Ткр)[dТ/(Т Тф)],
от куда, после интеrрирования:
1/1........ t x == ........ (V 1t ботпрм/4Ьф) (c + r/LlT нр) ln (Т ........ Т ф) + с.
84
Процесс заполнения делится на два периода: пер-
вый отвод теплоты переrрева, второй охлаждение
движущеrося потока в интервале температур кристал-
лизации. Продолжительность заполнения t l для перво-
ro периода определяется при начальных условиях
tx==O, Т==Т зал , причем рассматривается наиболее ох-
лаждаемая, передняя часть потока коrда t==t}:
t 1 == 0,196 (бarnC рм/ ь ф)2 {ln [(Т. ап ........ Т ф)/(Т ........ Т ф)]}I.
Продолжительность t 2 заполнения во втором периоде
находят пр и начальных условиях t x == О, Т == Т лии, пр ичем
отсчет ведут от момента окончания первоrо периода,
как от нуля:
t 2 == 0,196 (ботnpм/Ьф)1 (c + r/АТ ир )2 х
х {lo [(Т пик........ Т ф)/(Т Т ф)]}2.
ОптимаЛЬНУIО продолжительность t спл , с, заполнения
сплошным потоком определяют суммированием t 1 и t 2
при условии, что к концу первоrо периода температура
металла достиrает Т лии, а к концу BToporo Т соп:
t спп == 0,196 (ботпрм/Ьф)2 {(c 10 [(T.aп Т ф)/{Т mtН
Т ф»))2 + (c + ,/АТ нр )2 х
+ (10 [(Т лиН........ Т ф)/(Т соп Т ф)])2}. (52)
Условие охлаждения металла к концу заполнения до
Т сол определяется тем, что при литье под давлением
возможно продвижение металла до момента накопле-
ния твердой фазы по всему сечению потока.
При литье под давлением вследствие ломки дендритов жидко-
текучесть метаЛol1а, затвердевающеrо в интервале температур крис
таллизации, ,повышается и может быть сравнима с жидкотеку-
честью сплавов эвтектическоrо состава, хотя при друrих способах
литья движение потока прекращается при снижении теплоты
кристаллизации даже на 20 О/о. в то же время при литье под дав-
лением поток может останавливаться раньше, чем металл охла
дится ниже Т COJl. Б. Б. rуляев указывает, что движение металла
прекращается в момент образования на конце потока твердой корки,
прочность которой достаточна, чтобы выдержать да вление струи
[18]. Поэтому для сплавов с широким интервалом температур крис-
таллизации, в частности для маrниевых, температура металла в
момент окончания BToporo периода принимается равной температуре
«нулевой жидкотекучести» или так называемой температуре схва-
",""вания. определяемой опытным путем.
85
Если форма заполняется эвтектическим сплавом
(dT I\Р О), то во втором слаrаемом формулы (52) полу..
чается неопределенность вида 00.0, так как lп(ТлИR
ТФ)/(Тсол ТФ)--+О, Для раскрытия этой неопределен"
ности представим лоrарифм отношения температур в
следующем виде:
In [(Т пин """ Т ф)/(Т соn Т ф)] ==
== In {[1 + (Т nИJ( Т СОn»)/(Т соn т ф)},
откуда, после разложения лоrарифма в ряд и отбрасы..
вания всех, кроме первоrо, членов этоrо ряда [что впол..
не допустимо, если (Тлик Тф)/(Тсол Тф) I], имеем
ln [(Т nин Т ф)/(Т соn....... Т ф)] == ЛТ нр/(Т ир Т ф),
или, подставляя это выражение в формулу (52) с уче..
том, что ТI\Р Т лик Т сол , получим:
t спп == 0,196 (ботлрм/Ьф)2 {(c ln [(T8aп т ф)/(Т lIИИ Т ф»))2 +
+ [(, + С ЛТнр)/(Тсоn Т ф)]2},
а для чистых эвтектических сплавов при dT I\Р--+О:
t спn == 0,196 (дотnрм/Ьф)2 {(c In (Т аап Т Ф)/(Т ир Т ф)))2 +J
+ [r/(T ир Т ф)]2). (53)
Для дисперсноrо движения потока заполнения на
основании формулы (41) можн о записать:
аф:=:: [4/(ЗVл)] V ВфЬ (t tж) .
Соответственно решение уравнения тепловоrо баланса
(51) для подсчета продолжительности tдис, с, заполне..
ния дисперсным потоком имеет вид:
е 11.80 == (0,3/Ь ф ) V(ботnрм)З/Вф х
х (V Ic ln [(Т aan Т ф)/(Т пик Т ф)]}3 +
+ V (c + ,/АТ КР)3 {ln [(Т пик т Ф)/(Т соп т ф)]}8 ). (54)
или в частном случае для эвтектических сплавов:
tдвс == (0,3/Ь ф ) V(б от .nрм)8/В ф х
86
х (V {c lп [( ТзаJl т ф)/(Т пр Т Ф)] 13 +
+ V[r/(T пр т ф)]8) · (55)
На практике часто необоснованно увеличивают про-
должительность заполнения, особенно при изrотовле-
нии крупноrабаритных отливок. Анализ формул (52)
О(Jrл,НI1
t оис, с
0,0
,O
",О
3)0
2 J O
1)0
О, " о
0,20
0//0
О,ОВ
О,ОБ
О, О 't
0,02
OJS 0,0 I
.0,0 I 0,02 O 08 О, I 0,2 О, t cпH , с 0,8 1
а}
2
J 60ТН ,НН
5)
Рис. 35. Экспериментальные зависимости tз&п от б отп для сплош..
ных (а) и дисперсных (6) потоков
(55) показывает, что продолжительность заполнения за-
висит от вида потока, толщины отливки, но не зависит
от ее rабаритов. Вычисления по формулам (52) (55)
подтверждаются экспериментами. На рис. 35, а пред-
ставлены экспериментальные зависимости t спл от б отл для
различных сплавов, отличающиеся от расчетных зна-
чений не более чем на 20 О/о [83]. На рис. 35, б даны
аналоrичные зависимости при дисперсном заполнении,
показывающие, что с увеличением б отл значение t дис
становится для алюминиевых сплавов различных типов
почти одинаковым [1 01] .
Для практических расчетов формулы (52) (55)
можно упростить, заменяя теплофизические характерис-
тики формы II сплавов коэффициентами (табл. 14):
t спл == б тл {K I (ln (Т ааЛ Т ф)/(Т лин Т ф)])2 +
+ K 2 (ln [(Т лин Т Ф)/(Тсол Т ф)])2} с;
87
Т а б л и ц а 14
ЗначеНИSI К08ффициентов Kt, KI' Ка и К4 для стальной формы
Тип сплава Ка К. Ка К.
ZnA1 4СuЗ 0,015 0,021 0,201 0,269
АlSi9МпО,4МgО,З 0,013 0,015 О, 179 0,250
AlSi7MgO,3 0,012 0,033 0,160 0,312
ISi8 ( )O.4C:ul.5 0,012 0,019 0,160 0,295
МgA18ZnO, МпО,4 0,005 0,014 О, 104 0,280
t1J.llC == -{ б л {Ка V {ln [(Т 88n т ф)/(Т пии Т ф)])8 +
+ К4 V(ln [{Т пик т ф)/(Т соп т ф)])8 } С,
(здесь б отл в мм).
Отливки сложной конфиrурации заполняются, как
отмечалось во второй rлаве, последовательным диспер"
сно-турбулентным потоком. Продолжительность t поел
последовательноrо дисперсно-турбулентноrо заполнения
определяется при условии, что дисперсный характер
движения соответствует первому периоду заполнения?
а турбулентный (сплошной) второму:
t посn == (0,3/Ь ф ) х
х V (б fYrll Рм)St8ф (c lnJ(T.all Т ф)/(Т -к т ф)])з +
+ 0,196 {(ботпрм/Ьф) (c + r/dT ир) /(10 (Т тnc......
------ Т ф)/(Т соn....... т ф)])} 2 · (56)
Формула (56) выведена для сплавов, затвердевающих
в интервале температур кристаллизации. При заполне..
нии формы эвтектическими сплавами значение t поеп
подсчитывается по следующей формуле:
t посп == (0,3/Ь ф ) х
х V (fJ отn рм)8/В ф (c ln [{T.aп Т ф)/(Ткр Т ф)])3 +
+ 0,196 {(ботnрм/Ьф) х [r/(Т ир Т ф)]}I. (57)
Особый интерес представляет расчет продолжительно-
сти последовательноrо заполнения формы, эвтектическим
88
сплавом для HepaBHO
.стенных отливок, напри-
мер, типа ребристых ра-
диаторов (рис. 36), утол-
щенное основание KOTO CJ
рых ( толщиной боев)
заполняется дисперсным
потоком, распространяю-
щимся от места впуска,
а более тонкие ребра
(толщиной бреб) ........ Рис. 36. Отливка, заполняемая
сплошными турбулент- последовательным дисперсно тур
ными потоками, пред- булентным потоком
.ставляющими собой rид-
равлический подпор. В этом случае величина t поел , с, 'в
формуле (57) становится переменной и формула прини-
.
мает следующии вид:
Iп 8С lI == (О,3/Ь ф ) х
х у(босвР..)8lвф{о:.ln[(Тl8n ТФ)/(Т R]I Тф)]}З +
+ 0,196 {бребРм'/[Ь Ф (Т вр Т ф)]}2.
Например, величина t ПОСll для отливки радиатора из сплава
типа AlSil2 составляет для основания толщиной б ос . в ==4 мм
0,072 с, l>ocm==6 мм ---- 0,112 с (в расчетах была принята средняя
толщина ребра 1,5 мм). Если бы расчет был проведен по формуле
дисперсноrо заполнения (68), то величина t дис равнялась бы ДЛJl
ocIH==4 мм 0,124 с, а для б осв ==6 мм 0,179 с. Такая продол-
жительность заполнения привела бы к образованию дефектов по не-
доливу на концах ребер.
При литье под давлением маrниевых сплавов наб
JIюдаются три различных этапа изменения состояния
потока, как по rидродинамическим, так и по тепловым
характеристиками. На этапе 1 жидкий металл при тем-
пературе выше Т лик находится в дисперсном состоянии.
На этапе 11 в процессе охла}IiДения металла от Т пик до
т HP == (Т ЛИК + т еал) /2 дисперсное состояние потока может
сохраняться, но оно сопровождается непрерывным раз
рушением и смывом корки металла, затвердевающеrо
на стенках формы, а также укрупнением капель и струй
металла, вплоть до слияния их у стенок в сплошные TYP
булентные потоки. На этапе 111 расплав охлаждается
от Т HP дО некоторой температуры схватывания Т СХВ, при
которой прекращается движение металла в связи с воз
никновением сплошной корки металла у стенок и в KO
о ,
I J J
'"'"I
дрео 2
1
I I
89
нечном сечении потока. Значение Т СХВ устанавливается
для каждой конкретной отливки на основании экспери-
мента и отличается от Т сал на 35 55 О. На этапе 111 ко-
личество твердой фазы в потоке увеличивается настоль-
ко, что дисперсное состояние металла становится
невозможным и движение потока приобретает сплошной
турбулентный характер. Время t Marн заполнения формы
маrниевым сплавом определяют из условия, что на 1 и
11 этапах коэффициент' теплоотдачи аф обратно пропор-
з .... ---
ционален у t, а на этапе 111 Vt:
t M 8rн == (0,3/Ь ф ) У( fJотлРм)З/В ф х
J I / ( , ) 3
Х t v См In ((Т аал "'""7""'" т ф)/(Т пии Т. 1 ,)] +
х V(C + r/L\Тир)3(IП[(ТЛПИ ТФ)/(ТRР ТФ)])З +
+ 0,196 {(fJотпрм/Ьф) (C + r/L\Т ир ) /ln [(Тир
Тф)/(Т схв Т ф)])}2. (58)
Из формулы (58) следует, что на продолжительность
заполнения маrниевым сплавом в отличие от алюминие-
вых и цинковых сплавов в значительной степени влия
ет не только толщина отливки, но и температура фор
мы. В табл. 15 приведены расчетные значения tMarH для
Таблица 15
Величина t Mars , С, в зависимости от температуры формы и ТОJlЩИНЫ
стенки отливки
Толщина стенки отливки, мм
Т ф ' К l: 1 1 ,5 2
3 4 5
323 0,003 0,007 0,010 0,021 0,044 0,046
373 0,006 0,009 0,013 0,025 0,048 0,072
423 0,011 0,016 0,019 0,037 0,073 0,095
473 0,019 0,025 0,029 0,054 О, 102 О , 132
8' .
сплава типа MgA18ZnO,5MnO,4 при Тзал 913 К и Т СХВ ==
==813 К для стальной формы. Эти данные от-
личаются от данных, не учатывающих возмож-
ность дисперсноrо движения при охлаждении сплава
от Т лик до т ир на 30 40 О/о в сторону увеличения про-
должительности заполнения.
90
При подсчете"оптимальной технолоrической продол-
жительности заполнения формы необходимо учитывать
также время свободноrо полета впускной струи до мо-
мента удара ее о преrраду и возникновения сплошноrо
или дисперсноrо потока, которое определяют по следу-
ющей формуле:
t CB == Lс,/v вп + 2 (б отп c\mr)/(2v вп ) == (LCB + б отп бпв.,)/V вп ,
rде L вп длина свободноrо полета вп.ускной струи.
Продолжительность заполнения армированных отли-
вок. Для расчета времени t aPM заполнения армирован-
ных отливок рассматривают процесс теплообмена меж-
ду заливаемым металлом, формой и арматурой. В за-
висимости от конструкции армирующих элементов и ма-
териала можно различить три наиболее общих случая
теплообмена, каждый из которых основан на допущении
сплошности турбулентноrо потока в полости между ар-
матурой и формой, а также на допущении равномерно-
сти HarpeBa арматуры и формы. Для каждоrо из трех
случаев приrодно общее уравнение тепловоrо баланса,
по которому элементарный объем расплавленноrо метал-
ла отдает за время dt следующее количество теплоты:
в форму аф(Т Тф)dFфdt; в apMaTypy aapl\I(T
TaPM) xdFaPMdt (rдu аарм коэффициент теплоотдачи
от заливаемоrо металла к арматуре). Приравнивая ко-
личество отводимой теплоты к уменьшению теплоты
элементарноrо объема, выделенноrо из потока, считая
при этом, что dFф==dF арм , и учитыuая, что Тф==Т арм , по-
лучим следующее уравнение:
(аф + С%арм) (Т Т ф)dt == ботпрм '(c + ,/АТ кр ) dt. (59)
Первый случай площадь соприкосновения армату-
ры с расплавом не велика, арматура и форма изrотов-
лены из одноrо и Toro же материала. К таким армиро-
BaHHbIl\1 отливкам относятся мноrие конструкции стато-
ров, якорей шаrовых моторов, корпусов и друrих дета-
лей, армированных стальными элементами. В этом слу-
чае арматуру можно считать составной частью формы,
и уравнение (59) приводится к ранее рассмотренному
уравнеНIIЮ тепловоrо баланса (51), а продолжитель-
ность t [\Р'У заполнения рассчитывается по формулам
(52) и (53). Например, корпусные детали, армирован-
ные стальной трубкой. создающеЙ прямолинейный ка-
нал (рис. 37, а), или внешними трубчатыми элемента-
91
иО тfl
'r
A A
)
z)
Рис. 31. Примеры армированных отливок
ми (рис. 37, б), или массивной стальной втулкой
(рис. 37, 8). Подставляемая в расчетные формулы в е...
личина б отл в данном случае не средняя толщина
стенки отливки, а расстояние между арматурой и стен...
кой формы.
Второй случай арматура является составной частью
формы, но коэффициент тепловой аккумуляции армату..
ры не равен коэффициенту тепловой аккумуляции фор..
мы. Это отливки, армируемые. алюминиевыми, медными
латунными или бронзовыми элементами. Значения
аф и aa{JM определ яются по выражениям:
аф == bcp/( Vn Yt tx); а арм == baPM/(Vn- V t tx),
подставляя которые в уравнение (59) и интеrрируя ero t
находим формулы для подсчета продолжительности за..
полнения, с:
при 4Т нр =1= О )
t aPM == ('1/4) [ботпрм/(Ь ф + Ь арм )]2 t (c In ((T a8JJ
------ т ф)/(Т пИК........ Т ф)])2 + (c -1 ,/ T кр)2 /ln [(Т пин
...... т ф)/(Т сол т ф)])2}; (60)
при THP .O
,
t aPM == (л/4) (<5 0тп рм/(Ьф + Ь арм )]2 {(см ln [(T.jaп-----
----- т ф)/(т нр ----- Т ф)])2 + (r/(T HP + т ф)]2}.
92
Определим продолжительность заполнения отливки из эвтек--
тическоrо алюминиевоrо сплава (рм==2600 KrfM 3 ; с' M
== 1290 Дж/(кr.К); ,==3890 Дж/кr) толщиной 0,003 м, армирован-
ной медной трубкой Ь арм ==37400 Вт.с 1 / 2 (м 2 .К), заливаемой в
стальную форму (Ь ф ==12270 BT.c 1 / 2 f(M 2 'K), если Т зап ==893 К..
т ICр==843 К и Т ф==573 К:
t apM == (3,14/4) [0,003.2600/(12270 + 37 400)]2 {(1290 lп [(893----
....... 573)/(843 ---- 573)])2 + [3890/843 ---- 573) ]I} == 0,009 с.
Расчет показывает, что массивная медная арматура может в зна.
чительной степени изменить тепловые условия формирования отлив-
ки за счет сокращения продолжительности заполнения.
Третий случай......... арматура более теплопроводна, чем
форма, расположена внутри отливки и имеет большую
площадь соприкосновения с формой. Такой случай воз-
можен на практике, коrда крупноrабаритная арматура,
как, например, криволинейный трубчатый вкладыш
(рис. 37, 2), изrотовлена из материала, обладающеrо
высокой теплопроводностью. Если рассматривать такую
арматуру в виде плоской пластины, то коэффициент
теплоотдачи аарм можно определить по формуле
СХ арм == (3/2) (Ларм/б т ),
rде б т толщина тепловоrо поrраничноrо слоя. Так как
при сплошном турбулентном движении б т ==б отл /2.
Значение аарм равно:
СХ арм == 3Ларм/ботn,
В этом случае уравнение тепловоrо баланса (59) при
обретает вид:
[Ьфf(V п Vt t x ) + .3Лармfботn] (Т ---- Т ф) dt ==
== ботлrм (c + r/4Т ир ) dT,
или после разделения переменных и интеrрирования при
начальных условиях, определяющих периоды охлажде
ния до Т лик и Т соn:
(2Ь ф /V:Л) Vt aPM + 3л'а р мlарм/ б отn ==
== ботnрм {c ln [(T.an Т ф)/(Т,,1ИИ Т Ф)] + (c +
+ ,/АТ ир) ln [(Т пик Т ф)/(Т соп Т Ф)] .
Вводим новые переменные:
А == 2ЬфlV п ;
в === 3Ларм/ботп;
93
с == ботпvм {c lп [(Т. ап Т ф)/(Т пин Т ф») + (c +
+ r/dT RP ) 10 [(Т ппи Т ф)/(Т coп Т Ф)).
Теперь решение вышеприведенноrо уравнения тепло-
Boro баланса имеет вид:
t aPM == А2/(2В2) :1: (А/2В) V А2 + 4ВС + С/В.
Анализ действительных решений этоrо уравнения пока-
зал, что физическому процессу теплообмена удовлетво-
ряет только одно решение, соответствующее минималь-
ному значению t aPM . После подстановки А, В, С и без..
'размерных величин 81 (Тзап ТФ)/(ТЛИl\ ТФ) И 82==
== (Т ЛИl\ Т ф) / (Т coп T ф) получим формулу для опреде-
ления продолжительности заполнения:
t apM == [б тл/(3Ларм)] {Рм [c 1081 + (c + ,/ TKP) 1082'] +
+ [2Ь ф / (3 V n Ларм)] (Ьф/n (I/Vл) V biJn +3Р м Л арм Х
Х [c 1081 + (c + ,/ T КР) 1082] )}. (61)
Определим значение t aPM для отливки, изображенной на
рис. 37, z, принимая в качестве материала для нее сплав типа
A1Si 12, для арматуры---- медь, для формы---- сталь, при толщине от-
ливки 0,004 м, если температура формы равна температуре контакта
на поверхности соприкосновения с арматурой и составляет 780 К.
Подстав'ляя цифровые значения тепло-физических ха рактеристик в
формулу (61), в которой 8.==82==1,48; (c'M+'/ TRp) lп8 2 ==0, полу-
чим:
J aPM == [(0,004)2/(3.349)] {1290.26 00 lп 1,48 +[(2.12 270)/(3. 349 )]Х
Х [12270/3,14) I/Уз:I4) У(12 270)2/3,14 + 3.2600 Х --+
Х 349. 1290.1п 1 ,4В]} == 0,029 с.
3. ТЕПЛООБМЕН МЕЖДУ ОТЛИВКОЯ И ФОРМОЯ
ПОСЛЕ ОКОНЧАНИЯ ЗАПОЛНЕНИЯ
Температурное поле потока в момент окончания за-
полнения. Темпе.ратурное поле может быть описано урав"
нением (51), решение KOToporo с заменой переменных
t tx отношением (X x) /V пот и интеrрированием при
условии х==о, Т== Т зап имеет вид:
94
(Т Т Ф)/(Т З3J1 Т ф) == ехр {[ 4 В ф /( l' л ботJlрм (C +
+ ,/ TKP))] (V x V х x )}. (62)
Уравнение (62) позволяет найти температуру металла
в любом сечении потока, отстоящем от питателя (или
места возникновения потока) на расстоянии х, в момент,
коrда поток прошел путь х. Наибольший практический
интерес представляет распределение температур по дли-
не потока в момент окончания заполнения. Принимая
Х ==L (здесь L длина отливки) и заменяя в уравнении
(62) экспоненциальную функцию двумя первыми члена..
ми степенноrо ряда, получим:
для сплошноrо потока
Т === Т зал {[4Ь ф (Т ЗаJl т ф) J/' vnoT /(V' n бот.lJрм (C + )
+r/ TKP»)Vnoт](V" L VL x)};
ДЛЯ дисперсноr о по тока J (63)
{! 3/ 2 V ( /'----
Т === Т зал 4 J ВфЬ ф (Т заJl т ф) V noт / . л ботJlрм Х
( , 1 ( 3'2 V 2 )}
Х См + ,/ TKP) V nOT ) V L (L x) .
Если Т зал > Т ЛИI" то К моменту окончания заполнения
поток делится на два участка: начальный, в котором
температура изменяется от Т зал до T;IIIfH И основной, в
котором температура меняется от Тл до температуры
Т сол, или Т СХВ, или какой-либо друrой окончательной
температуры. Температурные поля начальных участков
определяются путем подстановки в уравнения (63)
вместо L значений длины этих участков L 1 == v пот f 1 .
В уравнениях (63) V пот постоянная величина, за-
данная оптимальными тепловыми условиями заполнения,
равная L/t зап . Однако возможен такой вариант техно-
лоrическоrо процесса, коrда скорость потока задана не
тепловыми условиями, а машинной скоростью прессова-
ния [Vпот==Vпр(Fпр/Fотл)], В этом случае конец потока
может охладиться ниже Т сол или Т СХВ, что приведет к
преждевременному прекращению заполнения. На рис.
38, а представлены расчетные температурные поля от-
ливки длиной 0,2 1, толщиной 0,002 м, заполняемой
сплавами ЦАМ4-3 (кривые) и}'), A1I17-4 (2 и 2') и
95
Мл5 (3 и 3') со средней скоростью потока 5 м/с. (сплош-
ными линиями даны турбулентные потоки, штриховы-
ми дисперсные). Видно, что маrниевый сплав затвер-
девает раньше окончания заполнения как при турбу-
r, /(
з з'
898
873
8"8
823
'сол (АЛ7 ")
798 Т сх 8 (l1лs)
ТсхВ (Ил S)
D98
673 1 l'
6 8 Т СОА (ЦАН" --3)
О 40 80 120 LJ н,.., О "О 80 120 [, /1/1
а) 5)
Рис. 38. Распределение температур при заданных значениях:
Т 8811 (а), Т СОJЖ или Т сжв (6)
лентном, так и при дисперсном характере движения по-
тока. Алюминиевый сплав при дисперсном движении
успевает заполнить отливку по всей длине. Цинковый
сплав сохраняет жидкотекучесть для всех случаев за-
полнения.
Сравним температурные поля, представленные на
рис. 38, а с расчетными полями для случая, коrда пре-
u
дусматривается охлаждение краинеrо сечения потока до
температуры Т СОJl или т схв . В этом случае уравнение.
температурноrо поля сплошноrо (турбулентноrо) пото-
ка, полученное на основании приближенноrо решения
уравнения тепловоrо баланса (51), имеет следующий
вид:
96
T==T coll + {[4Ь ф (ТсОJl.......Т ф)/( Уп 3 отл Рм (c +r/&T ир)] х
х У ( L ........ х)/и пот } ;
а ДJlЯ дисперсноro потока
т == т COll + {[ 4 V 8 ф Ь: (Т COll Т ф)/(" 1/п B oтll PM (c +
+ ,/АТ кр»] V [(L х)/vпот]1 }.
(64)
J
Подставляя в (64) значения теплофизических характеристик для
стальной формы и различных сплавов, найдем уравнение темпера-
TypHoro поля отливки длиной 0,2, толщиной 0,002 м, после оконча-
ния заполнения со скоростью потока 5 м/с (рис. 38, б) :
сплав ЦАМ4-3 (Т ф == 393 К):
сплошное заполнение (кривая 1)
т == 653 + 56,2 V 0,2 ........ % ;
дисперсное заполнение (кри ая 1')
т == 653 + 27,4 V (0'2........ %)1;
сплав АЛ7-4 (Тф==473 К):
сплошное заполнение (кривая 2)
т == 823 + 134,6 уО ,2........ %;
дисперсное заполнение (кривая 2')
т == 823 + 68,4 // (О,2........х)2;
сплав Мл5 (Т ф ==523 К, Т схв ==793 К):
сплошное заполнение (кривая 3)
т == 793 + 236 у 0'2........ % ;
дисперсное заполнение (кривая 3')
т == 793 + 123,5 V (0,2 ........%)1.
Используя уравнения (64), можно решить обрат-
ную задачу, т. е. найти технолоrически необходимое
значение температуры Т зал заливки, которое при задан..
о u u
нои технолоrическои скорости V пот потока, определяемои
уравнением неразрывности для системы полость фор-
мы камера прессования, обеспечит охлаждение пото-
ка к концу заполнения до Т сол или Т схп. Для этоrо дос-
таточно в уравнениях (64) приравнять х нулю.
Затвердевание и охлаждение отливки. После оконча-
ния заполнения наилучшими тепловыми условиями бу-
дут такие, которые MorYT обеспечить качественную под-
4 3ак. ЗО
97
прессовку металла. Для непрерывноrо питания отливки
металлом в процессе подпрессовки необходимо, чтобы
питатель затвердевал не раньше, чем затвердеет наибо-
лее тонкое сечение отливки. Взаимосвязь тепловых ус-
'JIовий в питателе и полости формы выражается следу-
ющими уравнениями:
Т ПИТ == Т ит + Кт(пит) (Т......... Т:ШТ) ;
Т Ф == Т ф + кт(ф) (Т Т ф ).
rде т' пит И Т' ф температура предварительноrо подоr-
рева соответственно питателя и формы; Кт(пит) и Кт(ф)
коэффициенты приращения температуры на поверхно-
сти питателя и формы, определяемые по HOMorpaMMe
(см. рис. 33). На основании этих уравнений можно за-
писать условия одновременноrо затвердевания питателя
и отливки:
F питlsпит == [(Т Т пит )/(T ......... Т Ф)] (V от..! F отл) ,
или, так как Fmlfт'lSпит является приведенным размером
питателя равным 2cS пит , а VотлlFотл приведенным раз-
мером отливки, равным 2cS отл ,
б пит == [(Т Т пит)/(Т......... Т ф)] бот.. (65)
Процесс охлаждения и затвердевания складывается
из отвода теплоты переrрева и непосредственно caMoro
затвердевания отливки. Продолжительность t т . п отвода
теплоты переrрева подсчитывается по формуле
t T . n . == 'o:i 96 ( от..с:.Рмlьф)2 х
Х {In [(Т о . з ---- Т ф)/(Т лиК......... т ф)]}I,
(66)
rде Т 0.3 температура металла в момент окончания
заполнения, определяемая по уравнениям (63) при х
равном нулю.
При заполнении формы эвтектическим сплавом фор-
мула (66) преобразуется:
t т . п == 0,196 (бот.С Рм'Ьф)2 Х
Х [(Т О.з Т KP)/(T 0.3 ......... Т ф)]I.
Если после отвода теплоты переrрева затвердевание
происходит при плотном контакте металла с формой, то
связь между затвердевшим объемом V и продолжи-
98
тельностью 'затв затвердевания можно выразить следу-
ющим уравнением:
tv == t o + {( уп/ 2) [(У Vо)/Р:Тл] (рмr/ [Ь ф (Т кр....... Т ф)]) +
+ yt aan + t теп t o }2 .
rде V o объем металла, затвердевшеrо к моменту /0,
соответствующему остановке потока; р* отп площадь
поверхности охлаждения отливки.
Полное затвердевание отливки толщиной б отл ==
==2V отл /F*отл произойдет, коrда V станет равно V отл :
t зато == 0,196 {бarлрмr/[Ь ф (Т ир........ Т ф»)}2. (67)
Данные расчетов по формуле (67) отличаются от экс-
периментальных на 15 20 о/о. Ниже приведены экспе-
риментальные значения t затв для отливок из цинковоrо
сплава, подтверждающие квадратичную зависимость
t ЗаТD от б отл :
бот п, ММ. . . . . . . . . .. О. 762
t 88 ТВ , С . . . . . . . . . .. О , 008
1,016
0,017
1,524
0,039
2,032
0,064
бот п . ММ. · · . . . · . . · .
t за тв' С . . . . . . ·
. . . .
2,540
0,100
3,810
0,236
Продолжение
5,080 1 О, 160
0,410 1,700
Для практических расчетов формулу (67) можно уп-
ростить, подставляя значение Ь Ф дЛЯ стальной формы,
значения рм и r для различных сплавов и заменяя их
постоянными коэффициентами:
t зато == /(зато (ботл/(Т кр....... Т ф»),
rде К затв коэффициент затвердевания, равный (при
условии подстановки б отл в мм) для медных сплавов
(латуней) 48, маrниевых 17, алюминиевых 35,
цинковых 25.
Продолжительность затвердевания отливки в любом
се сечении можно определить rрафически. Для сплавов,
затвердевающих в интервале температур кристаллиза-
ции (рис. 39, а), t затв в крайнем сечении равна нулю,
так как предусматривается охлаждение этоrо сечения
к концу заполнения до температуры Т сол или Т СХВ. На
участке LI время затвердевания увеличивается за счет
'т.н, определяемой по формуле (66). На участке L 2 в
4* 99
любом сечении, отстоящем 01 питателя на расстоянии х,
время t x определяется продолжением ординаты, прове-
денной из точки Тх до пересечения с кривой t==cp(L).
Величина t x при заливке эвтектических сплавов (рис.
39, 6) на участке Ll переменна, так как tт.п=l=сопst, а на
участке L 2 постоянна, что ухудшает условия подпрес-
совки.
а)
б)
Рис. 39. Изменение температуры и продолжительности затвердева-
ния сплавов, у которых АТнр*О (а) и АТнр==О (6)
Возможность передачи давления подпрессовки на
затвердевающий металл определяется, rлавным образом,
тепловыми условиями в питателе. Если пренебречь ра-
зоrревом поверхностных слоев питателя и протекаю-
щеrо через Hero металла, считая температуру металла в
питателе равной температуре Т о . з окончания заполне-
ния, то продолжительность t т . п , с, отвода теплоты пере-
rpCBa в питателе МО)I{НО подсчитать по формуле
t T . n == 0,196 (БПJtтс мlьф)2 х
Х [ln(To.s Тпи.,)/(ТЛИJ( Т пит )]2,
а продолжительность t затв затвердевания металла в пи-
тателе:
(68)
t sзтв == 0,196 {ботлрмr/[Ьф (Т кр Т пит)]}2. (69)
В формулах (68) и (69) Т пит температура поверхно-
стных слоев питателя в период затвердевания металла в
полости формы, определяемая из соотношения (65):
т пит == т (1 бпит/ботл) + т фб п ит/БОТ/f8
100
Посл полноrо затвердевания металла в питателе й
отливке начинается ее охлаждение, сопровождаемое об-
разоваНИСlVl зазора вследствие усадки сплава. Продол-
жительность /()ХЛ охлаждения отливки до какой"то за..
данноЙ по технолоrическому процессу конечной темпе..
ратуры Т НОII определяется следующей формулой:
t OXll ::=1 (Хззз/'Лsзз) [(Тс:о" Т КОИ)/(Т coll T ф)] (тОТ/lСм./Рох.), (70)
rде Х заз толщина зазора, м; л'заз коэффициент тепло-
проводности rазовой смеси в зазоре, Вт/ (м. К); сМ........
уд лыlяя теплоемкость материала отливки в твердом
состоянии, Д)к/ (Kr. К); F охл поверхность охлаждения
отливки через зазор, не включающая в себя площадь
внутренних поверхностей, оформляемых стержнями.
Определим t OXJI для отливки из эвтсктичсскоrо алюминиевоrо
сплава (с м ==920 Дж/(кr.К); Т соJl ==843 К) массой 0,5 Kr с поверх-
ностыо охлаждеНIIЯ 0,02 M 2 t залитой в стальную форму (Т ф==573 К),
при условии образования rазовоrо зазора толщиной 5.1 0 5 м
(0,05 мм). Коэффициент теПЛОПРОВ4QДНОСТИ для смеси rазов в за..
зоре принимаем равным 2,46 Вт/(м, К). Отливка удаляется из
формы при Т нон==673 К. Подставляя цифровые значения теплофи-
зических характеристик в формулу (70), получим:
t ОХЛ (5.10 6/2,46) [(843 673)/(843 573)] (0,5.920/0,02)==0,29 с.
4. ТЕПЛОВОй БАЛАНС ФОРМЫ
Для получения выскокачественных отливок необхо..
димо, чтобы температурное поле формы было стабиль..
ным. Любые изменения ero влияют на тепловые условия
заполнения и затвердевания отливки, особенно тонко..
стенной и имеющеЙ БОЛЬШУIО протяженность. Оптималь-
ныЙ теПЛОI30Й баланс поддерживают темпом работы ма..
шины и стабилизацией температуры формы путем ее
охлаждения, а в некоторых случаях наrреванием.
Неравномерность температурноrо поля формы. В рас-
четах продолжительности заполнения и затвердевания
отливки температура формы принята постоянной. Так
как заполнение рабочеЙ полости длится сотые и даже
тысячные доли секунды, допустимо принимать значение
Т ф , равным начальной температуре Т' ф подоrрева фор..
MbI. Однако в действительности по мере продвижения
IIoToKa происходит разоrрев поверхностных слоев фор..
мы, приводящиЙ К неравномерности ее температурноrо
1I0ЛИ. На поверхности формы и внутри нее температура в
101
пРоцессе заполнения и nодпрессовки может быть раз
личной. Осциллоrраммы показывают, что колебания
температуры на rлубине 3,5 мм в 3 раза больше, чем
на поверхности, но на rлубине 12 мм отсутствуют
(рис. 40). Температурные колебания зависят от массы
t .
Рис. 40. Колебания температур: на поверхностнл подвижной (1) и
неподви}кной (2) полуформ, на rлубине 3 5 (3) и 12 мм (4)
отливки и темпа работы машины. В крупных формах
при среднем темпе работы изменения температуры воз
можны на rлубине до 30 40 мм. При быстром темпе
наблюдается постоянство температуры даже на rлуби
не 4 5 мм.
Исследования температурных полей, выполненные
В. П. Новиковым, показали, что распределение темпера..
тур по сечению формы имеет свои закономерности [38].
Неравномерность температуры по толщине формы нез..
начительна по сравнению с перепадом температур, под
действием KOToporo теплота отливки поступает в форму
(рис. 41). На наружной поверхности 1 рабочей полости
происходит следующее изменение температуры: в про
цессе заполнения температура поверхности близка к
температуре заливаемоrо металла; далее в процессе
медленноrо охлаждения отливки температура снижает-
ся до температуры Т уд удаления отливки из формы; пос..
ле удаления отливки и раскрытия формы температура
падает в связи с охлаждением воздуха и смазочноrо Ma
териала до температуры Т п.з перед заливкой. Поэтому
следует различать rорячий поверхностный слой, сравни-
тельно небольшой (3 8 мм) по сравнению с толщиной
формы, и основной ее массив от слоя 1 ДО тыльной CTO
роны 11, так называемый температурный фон, в котором
на протяжении Bcero литейноrо цикла температуру мож"
102
но считать постоянной и равной Тп.з==Т'ф. Эта темпера
тура измеряется на rлубине 10 15 мм от рабочей по-
верхности формы (точка /// на рис. 41). Температура
Т Т.е тыльной стороны формы близка к величине темпе-
paTypHoro фона. Температура в rорячем поверхностном
Тф, К
12 /5HH А
т зал А
I 823
===i ш ]jiJ
173
I
I Т п . з
723
Тт.с
Т п . з :1: T 673 0,1 0,2 [,с
О О 0/1 0/2 t1C
II 1 а) 5)
Рис. 41. Распределение Рис. 42. Измеltение температуры поверх-
температуры в форме ности формы
слое близка к температуре контакта Т К и подсчитыва-
ется по формуле:
Т 1( == (т мЬм + ТфЬф)/(Ь м + Ь Ф ),
rде Т м и Т' ф температуры соответственно металла и
слоя формы, называемоrо температурным фоном; Ь М и
Ь Ф коэффициенты тепловой аккумуляции COOTBeTCTBeH
но металла и формы.
М. Ф. Макельским и Б. Б. rуляевым [44] получены
значения Тн. по длине формы (рис. 42, кривые 1 ) при
температуре заливки алюминиевоrо сплава 853 К (а) и
923 К (б), показываlощие, что с увеличением температу-
ры заливаемоrо металла нсраВlIомерность температуры
контакта в rорячсм поверхностном слое формы (линии
АВ) снижается. rорячий поверхностный слой имеет
меньшую толщину в молибденовых формах, обладаю-
щих более высокой теплопроводностью, чем стальные.
По данным В. Ф. Алексеева и друrих, на rлубине до
3 мм температура таких форм равна 950 1150 К, в то
время как на расстоянии 10 12 мм от поверхности она
сни)кается до 573 600 К [80].
103
Охлаждение и обоrрев формы. ОСНОВНОЙ фактор под-
держания тепловоrо режима охлая{дение формы.
Для этоrо в ней делают каналы, по которым циркули-
рует охлаждающая жидкость. Наиболыuее распростра-
нение получил способ охлаждения ВОДОЙ, циркулирую-
щей по каналам диаметром 8 12 мм, располо)кенным
а)
а)
Рис. 43. Каналы охлаждения
во вкладышах (рис. 43, а, б), стержневых знаках
(рис. 43, в), плитах машины около литниковых втулок
(рис. 43, Z, д), пустотелых рассекателях (рис. 43, е).
В крупноrабаритных формах применяют автономные си-
стемы охлаждения, в KOTOpuIX предусмотрена возмож-
ность автоматическоrо реrулироваНIIЯ подачи воды n
каждом канале.
Вода как теплоноситель И1\1еет недостаток образу-
ет на поверхности каналов паРОПУIО ПОДУLl!КУ, прспятст-
вующую эффективному теплообмену. Поэтому в насто-
ящее время в качестве охлаждающих жидкостей при-
меняют минеральные масла или синтетические вещест-
ва «Арохлоры». Такие жидкости имеlОТ более высокую
начальную температуру и служат не только для охлаж-
дения форм, но и для их предпарительноrо подоrрева.
При изrотовлении тонкостенных отливок возникает
необходимость не только предваритrльноrо подоrрева
формы, но и ее постоянноrо обоrрева. Для этоrо исполь-
зуют патронные или стержневые электронаrреватели.
Рациональный метод повыlенпяя температуры формы
создание теплоизоляционноrо зазора [3]. С этоЙ целыо
между матрицей 2 и обоймой 3 оставляется зазор, вы-
полняющий роль изолятора (рис. 44, а). Для теПЛОИЗQ-
104
ляции можно lIрименять асоест или друrой аналоrичныЙ
материал. Внутренняя поверхность отливки образована
сменным стсрх{нем 1. [Iитатель выполнен в сменной
вставке 5. Для контроля температуры в матрицу запрес..
сован термоэлемент 4, позволяющий фиксировать темпе
ратуру формы в трех точках: на поверхности, на rлуби..
не 0,5 мм и на rлубине 8 мм. Сравнение осциллоrрамм
температуры показывает, что при наличии зазора (рис.
1. 2 3
"
к
773
573
573
473
К
о)
/
c"\j
t,c
5
В)
217
а)
....i.
Рис. 44. Форма с теплоизоляционным зазором (а), изменение TeM
пературы при наличии (6) и отсутствии (8) зазора
44, 6) перепад температур ме)кду поверхностыо (кри"
пая 1) II ТОЧКОIUI, У да.пенноЙ от нее на 8 мм (кривая 2).
составляет 200 о, а в форме без теплоизоляционноrо за
зора (рис. 44, в) этот перепад достиrает 300 с. Теплои
золяционный зазор не только повышает среднюю YCTa
НОВИВШУIОСЯ температуру, но и снижает колебания TeM
пературы, увеличивая тем самым срок службы формы.
Если в точке на rлубине 0)5 мм (кривые 2) температура
нсзнаЧIIтельно отлич стся от темпсратуры контакта, то
при удалении на 8 мм происходит ее выравнивание.
ПрlI изrотовлении тонкостенных отливок из маrние
вых сплавов для выравнивания тепловых условий целе
сообразно совмсщать на РУ)l(НЫЙ обоrрев с центральным
ОХЛ(l)кдеНIIем q)OPMbI. По данным Т. Н. Липчина и
Л. В. Никулина, при ОТЛlIъке крупноrабаритноrо деф
лектора мотопилы температура на внешней рабочей по
105
верхности равнялась 793 К, а центр формы наrревался
до 623 К. ПрИl\1енение перифеРИЙНОI'О I1arpCBa (l)opMbI то-
ками промышлснной частоты и цсlIтралыIrоo водяноrо
охлаждения позволило снизить те1\1пrратуру поверхно-
сти до 663 К [37]. В рсзультате ПОI3ЫСИЛIIСЬ механи-
ческие свойства отливок (ав с 172 до 220 МПа, б с 2 до
3 О/о ). Повышение механических свойств объясняется
снижением напряжений в отливке при устранении TeM
пературноrо перепада на рабочей поверхности формы.
Определение средней установившейся температуры
формы. Температура формы определяется на основании
решения уравнения тепловоrо баланса, по которому CYM
марное количество теплоты QM' отдаваемое завивае
мым металлом за время ' ц одноrо литейноrо цикла,
должно равняться суммарному количеству теплоты
QoTB' отводимому от формы в окру}кающую среду и
через охлаждающую жидкость (если не учитывать OT
вод тепла от формы в плиты машины). Величина QM
включает теплоту Qпер переrрева металла, теплоту QTP
разоrрева за счет трения в тонких сечениях, теплоту
QI\P кристаллизации и теплоту Qохл, отдаваемую отлив
кой при охлаждении, Дж:
QM == Qпер + QTP + QKP + QOXl1. (71)
Теплота Qпер переrрева жидкоrо металла для отливки
массой m отл равна:
,
Qпер == mотлс м (Т З311 Т кр).
Теплотой трения в условиях заполнения через питатели
толщиной свыше 0,5 мм (питатели меньшей толщины
применяются крайне редко) можно прснебречь. Теплота
QI\P кристаллизации отливки составляет, Д}I{:
QKP == mотлr.
Теплота Qохл, выделяемая при охлал{дении отливки
от Т сал до Т ноп , равна:
QOXl1 == mотлС М (Т СОl1 Т ков).
-
Величина QOTB ВКЛIочает потери теплоты QHap через
наружную поверхность формы, потери теплоты QOTH при
открытии формы и QO.iH В охлаждающую жидкость:
QOТB == Qиар + QOТK + Qо.ж. (72)
106
Потери теплоты Qпар в окружающую среду с темпераrу
рой То.с через наружную поверхность Р нар за время
t ц составляют:
Qиар == ap (Т ф(нар) Т о.е) F aa eц,
rде анар коэффициент теплоотдачи на наружной по-
верхности формы, Вт/ (м 2 . К); т ф(нар) температура на-
ружной поверхности формы, К. Потери теплоты Qоти при
открытии формы за время t оти открытия составят:
QOТK == С%вар(Тф(раз)........... То. с) Fразtотк,
rде т ф(раз) температура рабочей поверхности формы в
плоскости разъема; F раз площадь подвижноЙ и непод-
вижной полуформ в плоскости разъема, м 2 . Количество
теплоты Qо.ж, отводимое охлаждающей жидкостью с
температурой Т о.ж за время t ц через каналы площадью
F охл равно:
Qо.ж == СХ охл (т ф ........... Т о . ж ) рохпе п ,
rде аохл коэффициент теплоотдачи на поверхности ох-
лаждающих каналов, который для воды равен
08, .o2 .
СХ охл == СХ в == Av s ' /а в ' Вт/(м 2 . К) (здесь А постоян-
ная, зависящая от температуры воды Т о.ж, равная при
293 K 1880, 313 K 2330, 333 K 2690, 353 K 3070,
373 K 3240; V B скорость течения воды в каналах ох-
лаждения, м/с; d B диаметр каналов водяноrо охлаж-
дения, м).
Приравнивая суммарные количества теплоты QM и
QOTB; определяемые выражениями (71) и (72), и при-
нимая условия, что Т ф(нар) == т ф(раз) == т' ф, а Т о.ж == т о.с, по-
лучим уравнение для нахождения средней установив-
шейся температуры Т' Ф формы, К:
Т ф == То.с + {т отл [c (ТЗ а.. т кр) + , + См (Т сол ...........
....... т Kou)]/[CLsap [(Р вар + F ОХ л)/t ц + F разtотк]]}. (73)
Если расчетныс значения Т' ф окажутся ни)I{с рекоменду-
емых по технолоrическим соображениям, необходимо
уменьшить охлаждение, а если выше ввести дополни-
тельный обоrрев формы.
Большое практическое значение имеет расчет поверх-
ности F охл каналов охлаждения при условии, что тем-
пература Т о.ж охлаждающеЙ жидкости не равна темпе-
107
ратуре То.с окружающей среды. Для таких условий
уравнение тепловоrо баланса формы имеет следующий
вид:
т т .. [c (Т. ап т kP) + r + ОМ (Т соп т ков)] ==
== tlsap (Т. To.J (F.apt lt + FразtОТk) +
+ (Хох.. (Т. Т о . ж ) Fox..tlt,
откуда определяем суммарную площадь F охл поверхно-
сти каналов охлаждения, м 2 :
F ох.. == т ar .. [c (Т заD Т кр) + r + СМ (Т сап т !ЮН> ]
...... CLuap'.(T. Т o.J (F napt n + F рзз t отк)/[ а ох .. (Тф То. ж) t n 1.
(74)
Значение F охл , подсчитанное по формуле (74), обе-
спечивает заданное температурное поле формы. Темпе.
ратура в rорячем повеРХНОСТНО f слое формы зависит
не только от размеров, но и от расположения охлажда-
ющих каналов. Расположение · каналов на различном
расстоянии от тех или иных учаСТI\ОВ поверхности фор-
мы позволяет осуществить направленное затвердевание
отливки.
Определим величину F ОХ JI для стальной формы (1' ф == 373 К;
10.с==293 К; Р Jlар == м 2 ; Hap==126 Вт!(м 2 .К), охлаждаемой водой
(Т о . ж ==1 в ==333 К), заполняемой эвтектическим алюминиевым спла-
вом (С'м==1290 Дж/(кr.К); r==3890Дж/кr; с м ==920 Д/I{!(I{r.К), если
масса отливки 2 Kr, 1 заJl ==893 К, 11<0в==623 К, F раз ==0,5 м 2 , t ОТИ ==
== 5 с, t ц == 30 с. Задаваясь значениями d в == 0,0 1 м и v в == 0,8 м/с,
находим величину аОХJI ==ав:
а 8 == 2690(0,8°,8/0,01°,2) == 7520 8т/(м 2 .К).
Подставляя значение ав и друrих теПЛОфllзичеСКIIХ характеристик
в формулу (74), получим:
F охл == {2 [1290 (893 ---- 853) + 3890 + 920 (853 ---- 623)] 126 (373
293) · (1.30 + 0,5.5)}/[7520 (373 333) 30] == 0,123 м 2 .
При заданном диаметре, зная величину F охл, можно ПОДСЧIi I'aTh
общую длину L OXJI охлаждающих каналов:
Loхл == F охл /(м 8 ) == 0,123/(3,14.0,01) == 3,9 М.
Влияние слоя смаЗ0чноrо материала на тепловые ус-
лОвИя формирования отливки. Смазывание предохраняет
108
поверхностные слои формы от эрозионноrо и тепловоrо
"
воздеиствия струи металла, снижает трение отливки о
форму в процессе выталкивания, а водорастворимые
смазочные материалы одновременно охла}кдают поверх
ностные слои формы.
Для рассмотрения изменения тепловоrо баланса
формы при нанесении смазочноrо материала Н. А. Куд-
рин предложил считать процесс распространения тепла
подобным стационарному процессу теплопередачи в мно-
rослойной стенке. В этом случае тепловые сопротивле-
ния отливки R отл , смазочноrо материала RCM и формы
R ф определяются по формулам:
R. TJI == Хотл/л rл .,; R cM ' =ж= :Хсм/л см ;
R ф == Х ф 1'Лф,
rде Х nтл , Х СМ ' "Уф толщина соответственно
слоя смззочноrо материала формы; ЛОТ.Т1' л.СМ,
эффициенты теплопроводности соответственно
смазочноrо материала и формы.
Удельный тепловой поток qотл n отливке
Дж/м 2 :
отливки,
ЛФ KO
отливки,
равен,
qотл' == (Т ОТJI :TO.CM)/ROTJI'
rде То.см температура на поверхности контакта отлив
ки со смазочным материалом, К.
Удельный тепловой поток qCM В слое смазочноrо ма-
териала равен
QCM' =='(TO.cM'........ T ф.см)/R см ,
rде Т ф . см температура на поверхности контакта CMa
зочноrо сдоя и формы, К.
Удельный тепловой поток qф в форме .равен:
Qф == (т ф.СМ Тф)/Rфе
Приравняв значения удельных теплопых потоков
qотл, qCM' qф, получим формулу для определения темпе-
ратуры Тф.('м контакта на поверхности разделения фор
мы и смазочноrо материала, К:
т ф.см == (Rorti'+ R CM ) т О7Л + RфТ ]I[(Rот. + R CM ) + R ф ). (75)
109
Поскольку тепловые сопротивления пропорциональны
коэффициентам тепловой аккумуляции, можно формулу
(75) представить в следующем виде:
Т ф . см == (Ь( отл+см)Т OТJl + ЬФТ Ф)/(Ь(отл+см) + Ь ф ), (76)
rде Ь(отл+см) == 11 Оот.аЛ(отл+cu)Рот"
условный коэффициент тепловой аккумуляции отлив-
ки с учетом слоя смазочноrо материала, Вт.с 1 р(м:а.к)
[здесь Л(оТЛ+СМ)......... условная теплопроводность отливки с
учетом смазки, ВТ/ (м · К)]; значение Л(ОТЛ+СМ) определя-
ется по формуле Вт/(м.К):
Л(отл+см) == Хm..!(R отл + R cM ),
или, после подстановки значений R ОТЛ и RCM С заменой
толщины Х ОТЛ охлаждаемоrо слоя через б отл /2 (посколь-
ку температура контакта достиrает максимальноrо зна-
чения при охлаждении отливки на всю толщину), полу-
чим:
Л(отл+см) == бот..l(бmJl!л от .. + 2Х tм !л см ).
Определим значение Т ф. с м, рав'ное Т н, дЛЯ корпусной отливки
из сплава типа AISil2 с толщиной стенки б отп ==4 мм==0,004 м,
если толщина смазочноrо слоя Х см ==0,02 MM==2.10 5 м, а лсм==
==0,12 Вт/(м.К) (Лотп==405 Вт/(м.К). Условный коэффициент
теплопроводности равен:
Л(отл+см) == 0,004/(0,004/405 + 2.2.10.а08 I /О, 12) == 1,17 Вт/(м.К).
Условный коэффиц иент тепловой а ккумуляции равен
Ь(отл+см) == УI290.1, 17.2400 == 5940 BT.CI/./(M.K)
Принимая Т зап ==893 К, Т' ф==473 К, по формуле (76) находим
температуру контакта на поверхности разделения смазочноrо мате-
риала и формы:
Тф.см == (5940.893"+ 12270.473)/2640 + 12270) == 608 К.
Нанесение смазочноrо материала должно проводить-
ся автоматически для стабилизации параметров, свя-
занных с влиянием толщины смазочноrо слоя на усло-
вия формирования отливки и rазовый режим работы
формы. При ручном нанесении толщина слоя может ко-
лебаться от 5 до 30 мкм, а при автоматическом она со-
ставляет O,5 15 мкм [111]. Смазочный материал нано-
сится на поверхность формы автоматическими смазко-
распылителями, имеющими стационарные или подвиж-
ные блоки форсунок [92].
110
В автоматизированных системах применяются Два
типа смазочных материалов: на масляной основе (типа
ЛД) и ВОДОЭМУJlьсионные. Необходимость распыления
требует снижения их вязкости. Для этоrо перед исполь
зованием их разбавляют: водоэмульсионные водой, а
смазочные материалы типа ЛД керосином и ero aHa
лоrами. При нанесении на rорячую поверхность формы
эти разбавители испаряются, вызывая интенсивное ox
лаждение ее поверхностных слоев [27]. На основе изу
чения охлаждающеrо действия смазочноrо материала в
зависимости от теплофизических свойств взаимодейст
вующих материалов В. Н. Зеленов и В. Л. Печенки н
предлаrают определять величину понижения темпера
туры T ф формы по уравнению тепловоrо баланса:
АТ ф == [(ссмрсмАТ сМ + Рсм' см)/(сфРф)] (у,.../у ф), (77)
rде ССМ и Сф удельные теплоемкости смазочноrо мате-
риала и формы; Рсм И РФ плотность смазочноrо мате-
риала и формы; V CM И V ф объемы смазочноrо матери
ала и формы; L\T СМ повышение температуры смазочно
ro материала от начальной температуры нанесения до
температуры испарения; 'СМ теплота испарения CMa
З0чноrо материала.
По управлению (77) определяют L\T ф при полном
испарении объема смазочноrо материала VCM. В реаль
ных условиях не весь смазочный материал участвует в
теплообмене с формой. Объем испарившеrося смазочно
ro 'материала функция мноrих параметров, зависящих
от конструкции смазочной системы, конфиrурации по
лости формы, температуры формы и др. Поскольку Ma
тематическую модель, связывающую эти параметры с
объемом V см, установить очень сложно, В. Н. Зеленов
и В. Л. Печенкин предложили экспериментальную зави
симость действительноrо понижения температуры L\T* ф:
.
АТ ф == nL\Т ф8
!{ля определения зависимости n от расхода смазочноrо
материала напыляли на пластинку, подоrретую до TeM
пературы 523 К, воду при постоянной продолжительно
сти напыления. Результаты экспериментов показаны на
рис. 45, rде кривая 1 изменение температуры L\Т*ф в
зависимости от объема Q воды, HaHeceHHoro за 1 с; 2
максимально возможное изменение L\T ф, подсчитанное
по уравнению (77); 3 изменение n в зависимости от
111
расхода ВОДЫ. Постоян-
ство значения n при ма-
лом объеме наносимой
ВОДЫ объясняется тем,
что форсунка распыляет
ее с различной дисперс-
ностью, в результате че-
ro мелкодисперсные кап-
ли не достиrают поверх-
. ности фОРМЫ. При ицтенсивности расхода свыше
6 см 3 /с взаимодействие потока воды "ЛИ смазочноrо ма-
териала с поверхностью формы существенно изменяет-
ся: на поверхности формы образуется жидкая пленка
и усиливает эффект Jlайденфроста, заключающийся в
увеличении паро ой прослойки у поверхности со значи-
тельным скачком давления, уменьшающим проникнове-
ние к поверхности капель смазочноrо материала.
В настоящее время наибольшее распространение для
автоматизированных систем получили смазочные мате-
риалы на водной основе (ВОДQэмульсионные). Это объ-
ясняется их лучшими технолоrическими свойствами и
меньшей токсичностью. Кроме Toro, они образуют на по-
верхности формы более прочное и равномерное покры-
тие (табл. 16). в СССР выпускаются водоэмульсионные
смазочные материалы двух классов: rрафитолы Э и
прессолы Э. Материалы на масляной основе содержат
не более трех пяти компонентов, эмульсионные бо-
лее десяти (26]: смазывающее вещество (например, мас-
ло MC 20), наполнитель (rрафит дисперсностью l
4 мкм), различные присадки (эмульrаторы, стабилиза-
торы, пеноrасители и др.), а также присадки, обеспечи-
вающие необходимые технолоrические и эксплуатацион-
HIJIe свойства смазочноrо покрытия [67].
[Iрессолы и rрафиты следует наносить на форму
только при определенных значениях температуры ТСМ
смачивания поверхности. Для прессола Э73 TCM==438
443 К; дЛЯ прессола Э74 463 468 К; дЛЯ rрафитола
B2 478 488 К; дЛЯ rрафитола Э21 483 493'К [11].
При использовании водоэмульсионных смазочных
материалов возможно оседание более крупных и тяже-
O
0,6
O,S
О, "
О,]
0,2
2,5
о
о
2 6 8 .Q,СI1 4 З;с
112
Рис. 45 Изменение 41 ф и n d
зависимости от расхода напы:
ляемоrо вещества
t а б п и ц а 16
Изменение tолЩИНЫ споя c&tазочноrо материапа "оспе заливки
алюминиевоrо сплава [75]
Толщина слоя. мкм
:s: :s:
Смазоч ные материалы :.= с:;
t'3
(у)
с:;
t'3 ..
(у) с:; о
, . и <>
О о gt() ........
J:{<> <>
На масляной основе, l\\C 10 3 33
Ar-l (20%) 50
. СДМУ -2 (5%) 20 10
Вода (ост.)
OrB-50 (20%) 8 40
СДМУ-2 (5%) 20
Водоэмуль- Вода (ост.)
сионные .
СДМУ-2 (2,5%)
rрафит (0,85%) 18 50
I(арбоксиметилцеЛЛlолоза (0,03%) 9
Сульфанол IiП-l (0,005%)
Вода (ост.)
лых частиц наполнителя в каналах автоматической си-
стемы. Для устранения этоrо с целью сни)кения нерав"
номсрности рекомендуется предварительная обработка
ультразвуком с частотой колебаний 18 20 кrц.
Нанесение смазочноrо материала на поверхность
формы форсунками, используемыми в автоматических
системах, приводит к ero повышенному расходу, заrряз-
нению цеха и окружающей среды. Указанные недостат"
ки мо)кно устранить при смазывании форм в закрытом
состоянии. В системе, разработанной А. М. Зурубиным
И друrими, смазочный материал подается форсункой в
камеру прессования над зеркалом расплава [23]. Обра-
зующаяся над раСПJlавом паро-rазовая смесь перетека-
ет в рабочую полость формы и конденсиру(\тся на ее По-
верхности, а излишки удаляются через вентиляционные
каналы большоrо сечения. При таком способе реЗI{О
умсньшается падение температуры поверхностных слосu
113
формы. 'I'eM самым повышают стоЙкость форм и ста-
бильность тепловых условий формирования отливок. Для
смазывания форм в закрытом состоянии можно приме..
нять не только водоэмульсионные смазочные материалы,
но и более токсичные на масляной основе.
r л А В А IV
rИДРОДИНАМИЧЕСКИЕ РЕЖИМЫ ЗАПОЛНЕНИЯ
rидродинамические режимы литья под давлением оп..
ределяются скоростью прессования, давлением, ско-
ростью впуска и потока металла в полости формы.
Совокупность этих параметров в сочетании с условиями
вентиляции создает ту или иную кинетику заполнения,
rазовый режим формы, характер распределения rазовых
включений в отливке и качество рельефа ее поверхно..
сти.
1. МЕТОДИКА ИЗМЕРЕНИЯ СКОРОСТИ ПРЕССОВАНИЯ
И ДАВЛЕНИЯ
Контроль скорости прессования. Для изучения влия
ния rидродинамических параметров на I<ачество отливок
необходимо знать не только скорость, но и изменение ее
на всем пути металла. Наиболее полную картину про
цесса заполнения дает совокупность путевых и скорост-
ных rрафиков, записываемых на осциллоrрамму с по-
мощью датчиков. Для оперативноrо контроля бывает
достаточно путевоrо rрафика, имея который, оператор
реrулирует работу прессующеrо узла, добиваясь совпа..
дения с оптимальнЫМ эталонныМ rрафиком «путь
время». Для записи ОСЦ!iллоrраммы «путь время»
применяют реохордный дат..
чик перемещения. На
рис. 46 приведена записан-
ная по ero сиrналу осцил-
лоrрамма и построенная пу-
уем дифференцирования
зависимость скорости от
S Упр
'-
t xoп
е
t Jan
114
t
Рис. 46. Построение кривой Vпр t
по осциллоrрамме s t
времени. После периода разrона (участок аЬ) YCTaHaB
ливается постоянная скорость V хол холостоrо хода, KO
торая' на осциллоrрамме пути выражается TaHreHcoM
уrла P(tg ==Sхолltхол). Участок cd соответствует за
полнению формы. Средняя скорость V*пр прессования
за период t зап заполнения определяется выражением:
t эап
.
V np == (l/t зао ) f <1'0 (t) dt.
о
Значение скорости прессования можно найти также из-
мерением площади фиrуры ecd или по площади прямо
уrольника efgd, основание KOToporo равно t зап , а высо-
та V*пр.
Более высокой точностью измерения обладают уrло
вые датчики перемещения, в которых реохорд выполнен
в виде KpyroBoro потенциометра [39].
Используя осциллоrрамму «путь время», можно
определять веJIИЧИНУ V*пр через среднюю скорость хо-
лостоrо хода, считая, что пропорциональность величин
V*пр и V хол зависит от rидравлическоrо сопротивления
отливки. Для отливок простой конфиrурации с достаточ-
но толстыми стенками, плавными переходами, заполня-
емых через утолщенный питатель (малое rидравлическое
сопротивление) величина V*пр близка к V хол (рис. 47, а).
Для отливок средней сложности (среднее rидравличес-
кое сопротивление) изменение скорости идет по парабо-
лическому закону (рис. 47, 6):
v np == 1 ,5v: p [1 (t/t ззп )2] ,
откуда V*пр==О,667 V хол при t==O и vпр==v хол . ДЛЯ TOHKO
стенных отливок сложной конфиrурации скорость в про-
"р
( "'
I ,
t Jan I
1:::
с;::
).( *
::>
>
\(
с
с:::
1::;:
о
)(
>
ь
t:)
)ос
>
t
t
а
8)
е t
а)
б)
Рис. 47. Кривые VDP t при малом (а), среднем (6) и большом (8)
rидравлическом сопротивлениях
115
u
цессе заполнения изменяется почти прямолинеино
(рис. 47, 8), поэтому среднюю CI{OPOCTb МО)I{НО найти из
u
равенства площадеи треуrольника асе и прямоуrольника
abde: V*пр==О,5 v хол . Правильность методики определе-
ния значений V*пр по величине Vхол можно проверить
путем сравнения продолжительности t зап заполнения, за-
писанной на осциллоrрамме, с ее расчетным значением
по формуле:
'. ао == (m ОТJI + mпром)/(РмV:рF пр),
rде (тотл+тпром) суммарная масса отливок и про-
мывников в форме.
R
ц)
о)
Рис. 48. Маrнитоэлектрический датчик и ОСЦllллоrрамма Vпр t
L{ля непосредственной осциллоrрафической записи
rрафика «скорость время» применяются маrнитоэлект..
рические линейные датчики, принцип действия которых
основан на явлении электромаrнитной индукции. В дат-
чике конструкции ВНИИЛИТМАШ подковообразный
постоянный маrнит 1 жестко соединен со штоком 2
пресс"поршня (рис. 48, а), через текстолитовую вставку
3 маrнита проходят направляющие 4, внутри которых
находятся катушки с сердечниками из трансформатор-
ной стали. Электрический сиrнал, поступающий от кату-
шек реrистрируют прибором 5. Величину сиrнала можно
изменять реостатом R. L{ля определения времени на pe
rистрирующий прибор подаются импульсы от датчика В
с частотой 1, 10, 100 или 1000 rц. Осциллоrрамма, за-
писанная с помощыо TaKoro датчика, приведена рис.
48, б. Участок аЬ соответствует малой скорости движе-
ния пресс поршня в период перекрытия ззлпвочноrо ок-
на. Участок Ьс период разrона. Участок cd YCTaHOB
ление скорости холостоrо хода. Теоретически она счита
116
u u
ется постояннои, а в деиствительности, как это видно на
осциллоrрамме, снижается из-за трения в камере прес-
сования..Учаток de соответствует периоду заполнения
формы. КОJIебания скорости в конце этоrо периода свя-
заны с rидравлическим ударом. Скорость в любой точке
М определяется выражением, м/с:
fJ пр == kt1 (mМJ,
rде kv ----.j масштаб скорости, м! (с. мм); тМ ордината
.
кривои скорости, замеряемая на осциллоrрамме, мм.
Время t, с, от начала движения пресс-поршня до точки
М определяется выражением
t == k, [ат],
rде kt масштаб времени, с/мм; ат длина абсциссы
на осциллоrрамме, мм.
Полное перемещение Sпр пресс-поршня находится ин-
теrрированием, м:
t
Snp == S Vnpdt,
о
или после подстановки значений vnp==k v [тМ] и dt==
== ktd [ат] :
am
Snp == kJtt J [тМ] d [ат] ,
('
ат
rде J [тМ) d [ат] == F t1
О
площадь под осциллоrрафической кривой, мм 2 .
Следовательно, масштаб скорости k v , м/(с.мм), можно
подсчитать по выражению
kt1 == snJ(k,F fJ)'
Масштаб времени на осциллоrрамме, приведенной на
рис. 48, б, k t ==O,02 с/мм. Соответственно масштаб ско-
u
рости для этои осциллоrраммы равен:
kv :с::О,262/(О,О2.330) == 0,0397 м/(с.мм).
Для измерения скорости прессования примеНЯIОТСЯ и
друrие типы приборов. Например, для контроля MrHo-
u u
веннои или максимальнои скорости используется Mar-
нитоэлектричеСI<ИЙ уrловой датчик, преобразующий yr-
117
ловую скорость В ПРОПОРЦlIональные ей значения ЭДС.
В TaxoreHepaTopHblx датчиках вырабатывается электри
ческий ток, напряжение KOToporo пропорционально час
тоте вращения. Датчики TaKoro типа рекомендуется ис
пользовать при высоких скоростях перемещения пресс
поршня, в частности на машинах для литья маrниевых
сплавов. Их целесообразно также применять в устрой
ствах для реrулирования скорости прессования. Для
автоматическоrо реrулирования Д. Джилл рекомендует
индуктивно-частотные датчики скорости, обеспечиваю
щие высокую точность измерения [97]. В основу индук
тивно-частотноrо датчика, созданноrо в СССР на заво
де «Сиблитмаш», положен принцип измерения макси
мальной скорости. При движении рейки, закрепленной
на штоке пресс-поршня, маrнитное сопротивление дaT
чика меняется пропорционально максимальной скорости
прессования [24].
Измерение средней скорости прессования. Для изме-
рения средней скорости на каком-либо участке хода
пресс поршня применяются электросекундные (милли-
секундные) датчики. Простая и удобная схема измере
ния скорости с использованием электрическоrо ceKYHДO
мера предложена С. В. Мышаловым (рис.49). Средняя
скорость на участке s замеря
v
ется стрелкои специально rpa-
дуированноrо секундомера,
включаемоrо микровыключа-
телем 2, имеlОЩИМ нормально
разомкнутый контакт, и OT
ключается микровыключате
лем 4, с нормально замкнутым
контактом. Микровыключате
ли смонтированы на кронш
тсйне 5, закрепленном на CTa
нине машиныI. Контакты замы
каlОТСЯ 11 размыкаются роли-
КОМ 3, которыIй соединен тя-
rой с пресс-поршнем },
Более совеРlпенпый прибор
для наБЛlодення и записыва
пия средней скор()сти создан
в литейной лаборатории Мое-
I':OBCKoro высшсrо техническо-
ro училища им. Н. Э. Б21ума
ч
5
I
"'
Рис. 49. Схема измере
ния средней скорости
прессования
118
на. hринцип действия прибора основан на изме ении
потенциала рабочих контактов. Ia контакты датчика
от преобразующеrо устройства подается небольшой
vпp, t 1 t z tj t", I
MM "'/C
'Ю 1 О
,
\
Z{}o,s
j о-о J
,. .. If v"
о 1 2 J Lf S б 7 8 9 10 11 t, мин
Рис. 50. Осциллоrрамма v* пр-----t
(для предохранения контактов от обrорания) ток 0,1 А
при напряжении 20 В. Коrда ролик, закрепленный на
пресс-поршне, касается контакта, напряжение падает
.
х о[} пОjJШ Я 15
/////
'
/
/-
%
/' / // '/
f
/б
i',I1/C '\
"
lсэ
l
-Т, \ т
18H H ' Z i!i
6
Рис. 51. Схема измерительноrо прибора «Velocatof"
119
ДО нуля. Изменение напряжения при замыкании В1'оро"
ro контакта приводит к подаче тока на самописец. На
ленте самописца фиксируются ординаты скорости (рис.
50). Одновременно записываются темп и !JИТМ раБотыl
машины, так как промежутки времени t 1 , t 2 , tз И t 4 меж..
ду замерами средней скорости определяют продuлжи-
тельность каждоrо литейноrо цикла.
VlПп. r(:,
о
: ' П/l{'rrО,' )!о:f/
!,
,,?
0,8
,
4
!
I Ш
I
i
1 ии Ри II ()')
, (I,'!/ .',. "','/
.
4?
I (
п
1)
о)
.
РJlС. 52. Тсоретические зависимости Сf{ОрОСТИ прессования ОТ CTC
лепи ОТI<рЫТИЯ вснтиля расхода (а) и клапанная коробка (6)
COBpeMeHHbIC машины фирм Wotan (Фрr), Bi.ihlc1 4
(llJвейцария) и друrих оборудованы специальным при..
бором «Velocator» для замера и записи средней скоро..
сти прессования. На рис. 51 показана принципиальная
схема TaKoro прибора, в котором скорость измеряется
на длине хода поршня 15 мм между контактами 1. Им-
пульсы тока, вырабатываемые reHepaTopoM 2 с частотой
10 Kru, передаются от контактов через реле 3 на счет-
чик импульсов 4, и преобразователь 5 и измеритель 6.
fрадуировочные кривые скорости прессования. Для
машин, не имеющих прибора, замеряющеrо скорость
прессоnания, необходимо строить rрадуировочные кри-
вые зависимости V хол от степени открытия дроссельноrо
вентиля. Для примера на рис. 52, а приведены в зави-
симости V хол от числа n делений шкалы на раСХОДIIОМ
u u
вентиле машины с rоризонтальнои камерои прессования.
Эта шкала, имеющая 20 делений, определяет положение
120
золотника 2 в клапанной коробке 1 (рис. 52, б). Значе-
ние V хол изменяется по синусоидальному закону:
V XOJl == К [nnl20 ....... 0,5 (sin О, I пп)] ,
rде k коэффициент, зависящий от размеров окон 3 и
4 клапанной коробки и от числа оборотов N rлавноrо
запорноrо вентиля:
N. об.. . . . . . . . . . .. 0,5
К . . . . . . . . . . . . .. 0,446
1
0,563
1,5
0,620
2
0,681
Кривые 1 4 на рис. 52, а показывают изменение VХОЛ
при числе оборотов N запорноrо вентиля 0,5, 1, 1,5 и 2.
Vхол
7,6
1,2
0,8
0,4
о
4 8 12 18 п О
а)
" 8 12 16 n
5)
Рис. 53. rрадуировочные кривые скорости при
различной степени открытия вентиля расхода
(а) и различном уровне наполнения аккуму-
лятора (б)
Экспериментальные rрадуировочные кривые значи"
тельно отличаются от теоретических, поскольку послед-
ние строят без учета rидравлических потерь в клапан-
ной коробке. При изменении числа оборотов запорноrо
вентиля от 0,5 до 2 (кривые 1 4 на рис. 53, а) V хол из-
меняется от 1,2 до 1,8 м/с. На Vхол влияет также измене-
ние уровня жидкости в аккумуляторе машины (рис. 53,
б). При заполнении аккумулятора на 0,5 (кривая 3),
0,66 (3') и 0,75 (3") ero объема (при N == 1,5 оборота)
значение V хол снижается на 20 25 О/о.'
При построении rрадуировочных кривых необходимо
также учитывать, что по мере работы машины происхо-
дит повышение температуры рабочей жидкости (масла)
t !
на 10 150, которое приводит к частичному падению
давления в аккумуляторе и скорости прессования (на
20 25 О/о).
Контроль давления. Современные машины литья под
давлением оборудованы манометрами для контроля дaB
ления рабочей жидкости в аккумуляторе, rидросистемах
постоянноrо и переменноrо давления, мультипликато
il)
J)
Рис. 54. Датчики давления рабочей жидкости (а) и металла (6)
рах. Для осциллоrрафической записи применяют тензо
метрические и индуктивные датчики, принцип действия
которых заключается в том, что под давлением жидко-
сти изменяют проrиб мембраны и индуктивность зазора.
Тензометрический датчик мембранноrо типа для из
мерения давления рабочей жидкости в rидросистеме
машины имеет упруrую мембрану 2 (рис. 54, а), на KO
торую наклеены по схеме моста Уитстона четыре прово
лочных тензоэлемента 1. Мембрана через уплотняющее
кольцо 4 соединена со штуцером 5. Упруrая мембрана и
тензоэлементы защищены колпаком 3. Тензометрические
датчики можно использовать также при записи давле-
ния металла в камере прессования. В этом случае их
устанавливают в lIIToKe пресс поршня (рис. 54, б). ДaB
ление металла через шток 7 и шарик 6 передается на уп-
pyrYIO мембрану 2, на которую, так }ке как и в преды
дущем случае, наклеены четыре тензоэлемента 1.
1 2
Для измерения быстропеременных давлений в rИД-
равлической системе машины рекомендуется использо-
вать индуктивные мембранные датчики типа ДДИ, ра-
ботающие в комплекте с индуктивным высокочастотным
преобразователем ИВП-2, замеряющие давление в диа-
пазоне от 2,5 + f.5 до (80 + 16) МПа [50] ДДИ-20
предназначен для измерения давления в среде с темпера-
турой 283 300 К. Водохлаждаемый датчик ДДИ-21 ис-
пользуют при измерении быстропеременных давлений в
системах со сложными температурными условиями при
температуре измеряемой среды до 3000 К. Датчики бы-
ли успешно применены В. С. Кириченко для измерения
и записи давления в рабочей полости формы в процессе
подпрессовки [9].
При установке на измеряемый объект мембрана дат-
чика обычно вводится непосредственно в измеряемое
пространство, причем защитные колпачки, предохраня-
ющие мембрану и штыри разъема, должны быть сняты
(рис. 55). Если давление передается через соединитель-
ную трубку, необходимо при rрадуировке учитывать вли-
яние этой трубки на динамические характеристики из-
меряемоrо процесса. Давление воды в водоохлаждаемых
датчиках должно быть в пределах (0,4:f:0,05) МПа.
1.
I
а)
о)
Рис. 55. Способы монтирования датчиков ДДИ-20 (а) и ДДИ-21 (6):
J ......... измеряемый объем: 2 rнездо: 3......... ПрОКJlадка: 4 датчик: 5 ---- прово...
JlОЧНЫЙ бандаж; 6 ---- дюритовыА ШJlанr; 7 ---- наконечник
123
Датчики ДДИ-20 для измерения давления в rидро-
системе rрадуируют до давления, превышающеrо рабо-
чее в 2 2,5 раза. Например, давление в rидросистеме
машины ЛН-3404 составляет 12,5 МПа. Выбирают но-
мер датчика с диапазоном измерения 12,5 15 МПа и
rрадуируют до давления 25 30 МПа. Датчики ДДИ-21
дЛЯ измерения давления расплавленноrо Мlталла долж-
с
111 I 111111111111111111111111'11111111111111111111111111 111 11111111111111111111111111111111111111111111111
а) 5)
О, О 1 с
Рис. 56. ()СЦdллоrраммы скорое r){ 8 даuления tJ рабочей (а)' и
штоков ой (6) полостях цилиндра прессоnания
ны иметь диапазон измерения 60 80 МПа и rрадуиро-
ваться до 120 160 МПа, так как давление металла в
форме при подпрессовке может достиrать таких высо-
ких значений. Применять для измерения давления ме-
талла датчики ДДИ-20 нельзя, так как после двух-трех
запрессовок они выйдут из строя.
На рис. 56 представлены осциллоrраммы изменения
давления рабочей жидкости (масла) в цилиндре прес-
сования (а) и противодавления в штоковой полости (6)
при давлении в аккумуляторе 7,5 МПа и скорости хо-
лостоrо хода 0,6 м/с. Во время первой ступени прессо-
вания с малой скоростью движения пресс-поршня (пе-
рекрытие заливочноrо окна, участок аЬ) в основной по-
лости цилиндра прессования устанавливается неболь-
шое давление рабочей жидкости O,3 O,5 МПа. После
перекрытия заливочноrо окна скорость прессования рез-
ко возрастает до точки с и одновременно повышается
давление, которое после некоторых пиковых колебаний
приобретает установившееся значение (участок bd).
В штоковой полости В этот период устанавливается пос-
тоянное противодавление (участок Ь' d'). Так как эта ос-
124
. ..
циллоrрамма записана при заполнении отливки сложнои
конфиrурации через тонкий питатель, т. е. при большом
rидравлическом сопротивлении формы, скорость прессо-
вания в процессе заполнения резко падает, а давление
возрастает до максимальноrо конечноrо значения (точ-
ка е), paBHoro давлению в аккумуляторе. Колебания
давления в точке е вызваны rидраl3личеСКИl\1 ударом в
момент остановки поршня цилиндра прессования. Про..
тиводавление в ШТОI{ОВОЙ полости В момент резкоrо паде-
ния скорости преССОl3ания полностью снимается.
2. ИЗМЕНЕIfИ.Е СКОРОСТИ ПРЕССОВАНИЯ .
В ПРОЦЕССЕ ЗАПОЛНЕНИЯ
Взаимосвязь между скоростью прессования и ско-
ростью впуска. При условии установившеrося движения
скорость впуска и скорость прессования связаны между
собой уравнением неразрывности потока. Средняя за
период заполнения формы скорость v* вп впуска опре..
деляется выражением, м/с:
. .
V вп == VпрFпр/fПИТt (78)
на. u
а скорость V вп впуска в начальныи момент запол..
нения, пренебреrая потерями в камере прессования и
литниковоil систеl\tlе, можно подсчитать по значению ско-
рости V хол холостоrо хода пресс-поршня, м/с:
v: ч == vхолF пр/! ПИТ.
Э нач
ксперименталыIеe значение V вп мо)кно опреде..
лить по замеру (например, с помощью СI{ОРОСТНОЙ кино..
съемки) времени, затраченноrо впускной струей на
преодоление расстояния от питателя до места удара.
Экспериментальные данные показывают, что действи-
тельные значения V nп отличаIОТСЯ от расчетных Bcero
на 10 15 О/о.
Скорость впуска во MHoroM определяет rидродина-
мический характер заполнения. Критические значения
скоростей впуска при персходе от ламинарноrо движе..
ния потока к турбулентному и от сплошноrо турбулент"
Horo к дисперсному, а также методы их расчета были
приведены в rл. 11. При разработке технолоrическоrо
процесса с ламинарным движением потока заполнения
скорость впуска не дол}кна превышать критическую,
125
определяемую формулой (14), а значение скорости дие-
персноrо или дисперсно-турбулентноrо заполнения дол-
жно быть не меньше критической скорости перехода к
дисперсному движению, подсчитываемой по формулам
( 29) .
Длительное время существовало два мнения часть
литейщиков считала, что качественные отливки получа-
ются лишь при заполнении с низкими скоростями впус-
ка через толстые питатели, друrие доказывали, что уве-
личение скорости впускноrо потока и применение тон-
ких, щелевидных питателей rлавный фактор повыше-
ния плотности и rерметичности OT-lIИВОК. На деле ника-
Koro противоречия не было сторонники низких скоро-
стей использовали их для толстостенных отливок прос-
той конфиrурации, а сторонники высоких скоростей ос-
ваивали тонкостенные, крупноrабаритные отливки
сложной конфиrурации, которые при иных режимах из-
rотовить невозможно.
Анализ производственных данных показывает, что
отливки различной конфиrурации и назначения изrо-
товляют в большом диапазоне режимов: при отношении
бrmт/ботл== I O,1 и скоростях впуска O,5 150 м/с
(табл. 17). Кроме Toro, скорость впуска изменяется в
зависимости от давления, режимов смазывания, тепло-
вых условий. Например, повышением скорости впуска
можно в какой"то степени реrулировать падение темпе..
ратуры формы.
Для конкретных условий рекомендуется разрабаты-
вать типовые классификации отливок с указанием опти-
мальных скоростных режимов. Вместо rрупп простой и
сложной конфиrурации в классификационных таблицах
лучше указывать тип отливки, например: прямоуrОJlЬ-
ная, цилиндрическая, коробчатоrо сечения и др.
Для тонкостенных отливок сложной конфиrурации
хорошие результаты дает приближенный метод расчета
скорости впуска, разработанный п. п. Москвиным на
основе опытных замеров. Соrласно этому методу значе-
ние v* вп определяется по форм уле, м/ с:
v: u == кт { [(Lотл/ботл) y n + 1 ] Nt зап } , (79) .
rде КТ коэффициент, зависящий от температуры за-
ливки, равный для сплавов, заливаемых с переrревом
30 50 о, алюминиевых и медных O,OI5 O,03; маrниевых
O,OI8 O,035; цинковых O,OI3 O,02, M/c 1 f2; L отл рас-
126
t--
....
.
::1
==
t:
С
.
t-
:в
cu
::в
8:{
Q.
! c'f:) u) 11 1 1 1 1
I 1
cu c'f:)
::в 8:{
= =
:f !Е
cu u) О 1.0
= ....
I I 1.... I 1 I 1
8:{ I
= о
!Е 00 .... ....
cu
:2s
8:{ 1.0
Q. U)co ....
cu 1 I 00 .... I I I I
i lc!
c'f:) О
Ш ....
j
cu .... .... 1C 00 1.00
а аЬ.! .... 11 C"':)
I I J
&1: .. .. OO
!Е 00 ....
O 00 1.0 О
еа (000 t'--
cu I I lJ I I I I
са C'Q
I 00 8S 00
00 O
j 1'1 j1 .... .... .... ....
АА I I
00
CO 000 000
.... ....
. . =
,....., ::s
. . :s ь:
,.....,
:s :s :=
:s :I:
c'f:) cu
(о I I
I 1.0
c'f:) ...
....
........ ........
= cu =
.. О ::а :s
:.= ,....., :I: :а
IQ :s cu :I:
111 :I: :I:
б :s tj cu .Q
... е:::
о -= as
.... О =-=
.! :I: :I: О
= cg е:::
Ef as
........ c:l. U
cu а ... ...
CUCU ... cu cu cu
:acu cu :а CU CU
:I:::a::a .= :a :I::a:a :I: ::a
.. .а :I:
CU... CU... :I:...:I: :I: ...
"'и O CU CU
OO t c:l. О "'::е о
cu c:l. U c:l. t;
U c:l.t: oc 000 t: U
U =-= I
е::: :I:
О 8 О 0(0
f-4 Е--е Е--е,--"
..
.
с
а
5
I
8.
fW)
::
с
.
!
с
=
r=c
с
.
о:
t
1-
iS
0=
i
i
1 7
стояние, проходимое потоком заполнения в полости
формы, м; n число поворотов потока в полости фор..
мы.
По формуле (79) определяется среднее значение
скорости впуска за период заполнения. Зная это значе-
ние и задаваясь диаметром камеры прессования, мож-
но, используя выражение (78), найти технолоrически
необходимую среднюю скорость и* пр, м/с, прессования
за время t зап :
V: p == V: П [fпит/(1tD р/4)],
(80)
ПО которой определяется технолоrически необходимая
скорость v хол холостоrо хода пресс"поршня, записывае-
мая в технолоrическую карту отливки.
Определим величину Vхо.п для крупноrабаритной отливки из
алюминиевоrо сплава (Кт==0,02 м/с 1 / 2 ) массой 3,7 Kr, имеющей
среднюю толщину бот п 8: 3,5 мм (рис. 57). Длина пути, ПрОХодимоrо
потоком, составляет Lо'l'.п ==400 мм. Число поворотов потока n==8.
Принимая продолжительность заполнения t зап ==0,06 с, по формуле
(79) находим:
о:" == 0,02 [400/(3,5 У о,06 )] у а + 1 == 27 м/с.
IfеlJоJDl/ЖIlt1Н r!uiJб"Жlfая
({l1СIflЬ 'Рормы Y3 "" часть q.ЮрNЫ
ЗОD
i.t)
.
..
....,
<fJ i
. I
I
I
...
:130
- - -
625
190
...
Рис. 57. Крупноrабаритная отливка сложной конфиrурации
. 8
Выбираем диаметр камеры прессования машины D пр == 120 мм. Так
как ПЛОЩадь поперечноrо сечения питателя для данной отливки В
соответствии с чертежом составляет fпит==З.180==540 мм, то по
формуле (80):
.
v np == 27.540.4/(3,14.1201) == 1,3 м/с.
ОТ 'Iивкаt изображенная на рис. 57, заполняется при большом rид-
равлическом сопротивлении. Следовательно, скороеть VXOJl холос-
Toro хода пресс-поршня составляет 2,6 м/с.
По формуле (80) определяют технолоrически необ-
ходимое значение средней за период заполнения скоро-
сти прессования. Технолоrически достаточная скорость
прессования должна обеспечивать оптимальную по теп-
ловым условиям продолжительность t зап заполнения.
На основании уравнения расхода технолоrически доста-
точное значение V*пр, м/с, определяется по формуле:
V: p == (т ОТJI + InuPOM) I (PM1tD p t аап /4), (81)
rде t зап продолжительность заполнения одной отлив-
ки, определяемая в зависимости от выбранноrо харак-
тера заполнения формулами (52) (61). Если значение
v* пр, подсчитанное по формуле (81) окажется больше,
чем вычисленное по формуле (80), то значение скорости
vxo.тy холостоrо хода пресс-поршня, запиеываемое в тех-
нолоrическую карту, берется ПРQпорционально больше-
му значению V*пр. Если машина снабжена прибором для
замера средней скорости прессования, то в технолоrи-
ческую карту отливки может быть занесено значение
v * пр.
При литье под давлением на машинах с rорячеЙ ка-
мероЙ прессования скорость перемещения пресс-поршня
и скорость впуска изменяются с изменением зазора в
прессующей паре [49]. По данным В. Я. Невзорова, с
увеличением размера 6 заз зазора скорость Vпр пресс-
поршня в период заполнения формы возрастает, а ско-
рость V вп впуска снижается (рис. 58).
Скорость впуска и скорость V заз перемещения ме-
таЛ.1Jа в зазоре связаны со скоростью Vпр прессования
уравнением неразрывности:
VпрF пр == vвпfпит +:VaaJ.aa,
r де f заз площадь поперечноrо сечения кольцевоrо за-
зopa, которую можно считать равной пDпрб заз . При ус-
5 l J iC за 129
тановившемся режиме течения справедливо также ypaB
нение Бернулли, на основании KOToporo:
[1 + П8Т + Auи;пит/(4R пвт )]v: п == [1 + а8+л.а8lааal(4Rdаа)]V;аз ,
rде ШlТ и аз коэффициенты местных rидравлических
сопротивлений в питателе и зазоре; л'ШIТ и л'заз коэф-
фициенты rидравлических сопротивлений по длине пи
V пp ,
н/с
0,60
.
V,n,
м/с
15
0,50
10
.
О, '10 О
20
40
60
80
100
120
5'
б'эоз,М!(М
Рис. 58. Изменение скорости прессования и скорости впуска в
зависимости от размера кольцевоrо зазора
тателя и зазора; lrmт и lзаз длина питателя и зазора;
R пит и R заз rидравлические радиусы питателя и зазо-
ра. Подставляя значение v заз В уравнение неразрывно
сти, получим уравнение, связывающее между собой V вп
и Vпр:
V ВП == VпрFпр/[(1 + kдоп>f пвт ],
rде k доп == (fзаз/frmт) -Уапит/азаз коэффициент допустимо
ro зазора [здесь апит== 1 + пит+л'питlпитl (4Rпит) и азаз==
== 1 + заз+л'зазlзаз/ (4R заз ) CYMMapHыe коэффициенты rид
равлических сопротивлений питателя и зазора].
Периоды движения пресс"порwня. Скорость прессо-
вания, необходимая и достаточная для создания опре-
деленноrо rидродинамическоrо и тепловоrо режима за-
полнения, обеспечивается работой прессующеrо механиз
ма машины. Принципиальная схема работы прессую-
щеrо механизма, предназначаемоrо для машины с ro-
ризонтальной камерой прессования, дана на рис. 59..
Движение пресс поршня в таком механизме можно раз
делить на четыре периода [18].
1. Пер и о Д раз r о н а. Основное сопротивление
движению в период разrона инерция подвижных час-
130
тей прессующеrо механизма. Он заканчивается после
Toro, как в цилиндре прессования устанавливается дав-
ление, соответствующее rидравлическим сопротивлени-
ям прессующеrо механизма.
v
Рис. 59. Схема прессующеrо механизма (а) и дросселирования ра-
бочей жидкости (6) машины с rоризонтальной камерой прессо-
в'ания
2. Пер и о Д р а в н о м е р н о r о Д в и ж е н и я. Ос-
новное сопротивление создают силы трения в rидравли-
ческой системе прессующеrо механизма и в камере прес-
сования. Окончание периода совпадает с моментом за-
полнения расплавленным металлом Bcero поперечноrо
сечения камеры прессования.
3. Пер и о Д з а п о л н е н и я. Он начинается в мо-
мент входа металла в литниковый канал и заканчива-
ется при остановке потока металла в полости формы.
Если сопротивление входу металла в литниковый канал
чрезмерно велико, возможна упруrая деформация пото-
ка, сопровождающаяся колебаниями скорости и пос-
тупления металла в полость формы с переменным рас-
ходом. В конце периода заполнения в rидравлической
системе и заливаемом металле может наблюдаться rид-
раВЛIIческий удар.
4. Пер и о Д п о Д п р е с с о в к и. Этот период воз-
можен и осуществляется до тех пор, пока металл посту-
пает из камеры прессования через литниковую систему
в полость формы. Перемещение пресс-поршня может
быть значительным, но оно происходит при очень малой
скорости.
5* 131
В настоящее время разработаны конструкции nрес-
сующих механизмов, в которых скорость перемещения
пресс плунжера может изменяться не только меiКДУ пе
риодами, но и во втором, третьем периодах.
Решающее значение на процесс формирования OT
ливки оказывает скорость пресс поршня в период за
полнения, но, как отмечалось ранее, она опреде,,1яется
скоростью paBHoMepHoro движения во втором периоде,
т. е. скоростью холостоrо хода. Скорость VХОЛ(М) переме
щения пресс-поршня в интервале холостоrо хода, так
называемую машинную скорость холостоrо хода, мож
но определить по удельному расходу qж рабочей iКИД-
кости в цилиндре прессования, м/с:
VХОЛ(М) == qж/ (1tD:t4), (82)
rде D ц диаметр поршня в цилиндре прессования, м.
Величина qж в формуле (82) зависит от площади попе
речноrо сечения трубопровода, подводящеrо ,рабочую
жидкость от аккумулятора в цилиндр прессования, paB
Horo rtd 2 0 /4, (здесь d o диаметр подводящеrо трубопро
вода), и скорости истечения жидкости из этоrо трубо
провода в цилиндр, которая определяется уравнением
Бернулли. Подставляя значение qж в формулу (82),
имеем, м/с:
Vхол(м)==(dо/Dц)2(l/Vl + )V2РакlРж , (83)
rде o сумма коэффициентов rидравлических сопро
тивлений на пути рабочей жидкости от аккумулятора
до цилиндра прессования; Раи давление в аККУl\1у..1ЯТО
ре, МПа; Рж плотность рабочей жидкости, Kr/M 3 .
Если величина VХОЛ(М) задана при разработке TeXHO
лоrическоrо процесса, то из формулы (83) можно найти
значение диаметра d o трубопровода. Диаметр мол{но
изменять дроссельным вентилем В 1 (см. рис. 59, а), при
полностью открытом запирающем вентиле В 2 . Отверстие
диаметром d o открывается не сразу, а после Toro. как
пресс поршень перекроет заливочное окно камеры прес
сования. До этоrо момента рабочая жидкость поступает
через отверстие меньшеrо диаметра d 1 (см. рис. 59, б)
и скорость перемещения пресс поршня определяется-
формулой (83), в которой значение d o заменено значе
ниеl\.f d 1 .
Сумма коэффициентов o rидравлических потерь,
входящая в формулу (83), складывается из коэффици
132
ента BX сопротивления при входе в подводящую трубу,
коэффициента дp сопротивления в дроссельном вентиле,
трения в трубе TP и rидравлических потерь B.P при вне-
запном расширении в месте подвода трубы к цилиндру:
== BX + дp + p + С.ре
Коэффициент BX сопротивления при входе определяет-
ся аналоrично истечению жидкости через отверстие в
тонкой стенке:
BX == 0,06/82 === 0,06/0,642 == 0,15,
rде 8==0,64 коэффициент относительноrо сжатия струи
при входе в цилиндрическое отверстие. Коэффициент
p сопротивлений в дроссельном вентиле зависит от
конструкции дроссельноrо УСТРQйства. Например, для
дроссельной диафраrмы с площадью f' о пропускноrо се-
чения дp подсчитыв ается по следу ющей формуле:
дp == {1 + 0,707/ V 1 [4fAI (пd )] } {[4fAI (пd )] 1 }I.
При реrулировании скорости прессования площадь дрос-
селирующеrо отверстия изменяется в широких пределах
от максимальной величины пах == 3td /4 (в этом
случае дp==O) до нуля (в этом случае P достиrаf;Т
максимума и составляет 2,88).
Потери TP на трение в подводящем трубопроводе
зависят от длины 10 трубы:
TP == Лlо/d о ,
rде 'А коэффициент, который при турбулентном дви-
жении жидкости определяется по эмпирической форму-
ле Блаузиса, Л == 0,3164 .J!Re . Для чисел Re, близких
к 105 л О,О2.
rидравлические потери B.p при внезапном расшире-
нии определяются по формуле
Св.р -== [1 dolD ц ]2.
Суммарный коэффициент o rидравлических сопро
"
тивлении при среднем положении дроссельноrо вентиля
( дp == 1,5) для пресс"цилиндра, в котором Dп dо ( B.P ==
== 1), равен:
== 0,15 + 1,5 + 0,02 (lo/d o ) + 1 == 2,65 + 0.02 (/o/d o ). (84)
133
Используя формулы (83) и (84), подсчитаем значение VXOJI(M)
дЛЯ прессующеrо механизма машины с rоризонтальной камерой
прессования, имеющеrо следующие параметры: D ц ==0,2 м; d o ==
==0,03 м; 10==2 м; Ран==7,5 МПа==75.10 5 Н/м 2 ; рабочая жидкость
веретенное масло (р.==870 кr/м З ). Определим значение d P при
среднем положении дросселя, т. е. коrда площадь открытия ero в
2 раза меныпе начальной:
R (ttgP)I' (4.2) == nd /4, откуда d P d o ' v2 0,03/V2 ==0,021м.
Подставляя значение d8 P в фор мулу (83), имеем:
V хал (м) (0,021/ 0,2)1 [1/Уl + 2,65 + 0,02 (2/0,021)] Х
Х У2. 75.10&/870 0,54 м/с.
Максимально возможная скорость VXOJI(M) при этом же давлении
8 аккумуляторе будет при d o ==O,03 м ( дp==O):
o 0,15 + 0,02 (2/0,03);
Vхол(м} (0,03/0, 2)2 [I/Yl + 0,15 + 0,02 (2/0,3) ] Х
Х У 2. 75.10&/870 1,5 м/с.
Формула (83) не учитывает сопротивлений, возника-
ющих в сливной сети, хотя противодавление слива MO
жет достиrать большоrо значения. Чем выше скорость
прессования (верхние кривые на рис. 60), тем больше
противодавление (нижние кривые). При скорости прес
сования около 0,35 м/с (а) противодавление составляет
O,7 0,8 МПа, 0,55 м/с (6) 1,3 1,4 Л1Па; 0,75 м/с
(8) до 1,8 МПа. Падение скорости в результате про
тиводавления находим на осциллоrрамме как разность
между пиковым и установившимся значениями (в дaH
ном случае оно составляет 0,07 м/с, т. е. около 15 О/о).
с учетом rидравлических сопротивлений в сливной
сети, в которой диаметр d сл сливной трубы равен диа .
Рис. 60. Изменение скорости прессования и противодавления рабо-
чей жидкости
134
метру d o подводящеrо трубопровода, формулу (83) мож
но записать в следую щем виде, м/с:
VХОЛ(М) == (d o /D u )2 (1/ Уl + + cп ) У2Рак/Рм , (85)
rде сл сумма коэффициентов rидравлических сопро
тивлений в сливной сети длиной lсл, в которую входят
сопротивления входа, трения и внезапноrо расширения,
cп === 1,15 + 0,02 (lcn/dcп)'
Влияние на скорость прессования rидравлическоrо
сопротивления литниковой системы и формы. В процес-
се заполнения формы в ее полости и в каналах литнико-
u
вои системы возникают значительные rидравлические
сопротивления, в результате которых скорость прессо-
вания резко падает. Величина сопротивлений в литни-
u
ковои системе зависит от конструкции и длины каналов:
для машин с rоризонтальной камерой прессования она
u
меньше, чем для машин свертикальнои.
Величина сопротивлений движению расплава в по-
лости формы зависит прежде Bcero от конфиrурации от-
ливки: чем сложнее отливка, тоньше ее стенки и больше
в ней поворотов и резких переходов, тем выше rидрав-
лическое сопротивление, причем при заливке сплавов в
u
жидкотвердом состоянии величина сопротивлении воз-
растает в несколько раз. rидравлические сопротивле-
ния резко возрастают также при намерзании и дальней
шем разрушении корки металла у стенок формы.
Рассмотрим три стадии движения пресс-поршня в пе-
риод запол ения на примере прессующеrо механизма
u u
машины с rоризонтальнои камерои прессования.
1. Первая стадия (рис. 61, а) начинается после
перекрытия пресс-поршнями заливочноrо окна и закан-
чивается в момент подхода расплава к литниковому
каналу. Путь 51 пресс-поршня на первой стадии равен:
81 == s......... (Vо/F пр ) == S (V OTп + V пит + Vпр.о/Fпр),
rде S полный ход пресс-поршня от края заливочноrо
окна до рассекателя; V o полный объем заливаемоrо
металла, включающий объем V отл отливки, объем V лит
литниковых каналов и объем Vпр.о пресс-остатка.
2. Вторая стадия (рис. 61, б) начинается в мо-
мент входа металла в литниковую систему и заканчива-
ется после прохождения им всех литниковых каналов.
135
к концу второй стадии прес..
поршень проходит путь 52,
который равен:
== 81 + (У лит/F..пр) == S ----- (V отл +
+ V пр .oI F пр).
3. Третья стадия (рис.
61, в) начинается в момент
входа металла в полость фор..
мы и заканчивается ее за пол..
нением. Путь 5з пресс"поршня
к MOl\1eHTY окончания третьей
стадии составляет:
5з == 52 + (Vотл/Fпр) == s......
(Vпр.о/Fпр).
Для расчета скоростей прес..
сования на кащдой из трех
стадий воспользуемся уравне-
нием равновесных сил, дейст"
вующих на пресс..поршень в
камере прессования, считая
ero движение в каждый мо"
мент установившимся:
Р ПР == Pr.c + Рин, (86)
rде Рпр усилие прессования, развиваемое пресс-пор..
шнем; Pr.c суммарная сила rидравлических сопро..
тивлений движению металла; РИН сила инерции под..
вижных частей прессующеrо механизма. Усилие Рпр
прессования, создаваемое давлением Рж рабочей жидко..
сти на площадь F ц поршня цилиндра прессования, опре..
деляется на основании уравнения Бернулли, применен..
Horo к системе аккумулятор подводящий трубопро..
вод цилиндр прессования сливной трубопровод:
v отА
SJ
S
6)
Рис. 61. Стадии движения пресс пор-
шня
РПР == РаКFц........(Dц/do)4ржFц{1 + + сJ(vпр)I/2. (87)
Суммарная сила Pr.c rидравлических (rидродинамиче..
ских) сопротивлений в соответствии с методикой
А. 11. Вейника определяется выра)кением
136
1:.Pr.c == РмFц [ : ('iF pl FH + ('iF pl F ) ] (V пр )'l/2, (88)
r де i коэффициент rидравлических сопротивлений на
i OM участке системы; n и т число участков соответ"
ственно литниковой системы и формы; F i площадь по-
перечноrо сечения i ro участка системы. Сила РИН инер..
ции, определяется как произведение суммарной массы
mпр подвижных частей прессующеrо механизма на ус-
корение апр пресс поршня:
Рви == 1пnрЙПр == тпр (V пр )2/(2s ср ), (89)
rде Sep среднее значение пути пресс поршня на второй
и третьей стадиях ero движения, равное
5 ср == 52 + Sз/2 == 28 (V ОТЛ + 2Vпр.о)/Fпр.
Заменяя слаrаемые в уравнении (86) их значениями из
выражений (87) (89), получим следующее уравнение
для определения скорости Vпр прессования на разлпч
ных стади ях дви жения пресс поршня:
V пр == V2Раи F ц I v {D ц /d о )4 рж F ц (1 + 1:. + 1:.'еп) +
--+ .
+ рмFпр [ ('iF p / F ) + ('iF p/ ) J + 1:.т пр /s ср . (90)
Величина сопротивления в уравнении (90) прямо про
порциональна плотности РМ заливаемоrо сплава. Поэто-
му при литье тяжелых сплавов (цинковых, медных, CTa
ли) скорость прессования падает быстрее, чем при за..
полнении формы леrкими сплавами. Если Dц d o , то
скорость прессования, как видно из уравнения (90),
почти не зависит от rидравлических сопротивлений в
литниковой системе и форме.
Величина mпр, входящая в уравнение (90), мае..
са подвижных деталей прессующеrо механизма плюс
масса рабочей жидкости в подводящем и сливном тру..
бопроводах [47].
При заполнении формы по принципу минимальноrо
трения, под которым подразумевается малое rидравли"
u
ческое сопротивление в литниковои системе и opMe,
Vпр незначительно отличается от V хол . При заполнении
по принципу максимальноrо трения V ПР к концу запол..
137
нения может отличаться от и ХОJl на значительную вели-
чину 1.
Принцип минимальноrо трения наиболее эффективен
при изrотовлении толстостенных отливок простой конфи-
rурации. Трение меньше на машинах с rоризонтальной
камерой прессования, имеющих небольшую длину пути
металла в литниковой системе. Отливка и каналы литни-
ковой системы должны иметь плавные переходы для
снижения rидравлическоrо сопротивления. На основе
принципа заполнения с минимальным трением созданы
такие способы литья под давлением, как акурад процесс
и литье на машинах вертикальной компоновки типа
Verticast. Характерная особенность этих процессов pa
венство толщин питателя и отливки, подведение питате-
ля в наиболее массивную часть отливки и заполнение
формы сплошным, по возможности ламинарным пото-
ком при скорости впуска менее 0,5 м/с, с последующей
подпрессовкой в условиях направленноrо затвердевания.
Машины для акурад процесса и типа Verticast можно
оборудовать вакуумными устройствами для повышения
rерметичности отливок. По данным В. М. Кайнова, от-
ливки, изrотовленные из алюминиевоrо сплава типа
AlSi 7MgO,3 на машине вертикальной компоновки при
толщине стенки 4 мм выдерживают испытание на repMe-
тичность при давлении до 200.104 МПа и MorYT под-
верrаться высокотемпературной термообработке.
Определим значение скорости прессования для отливки, изо
браженной на рис. 62 ,а, при заполнении се по ПРИНЦIlПУ мини-
мальноrо (рис. 62, б) и максимальноrо (рис. 62, в) трения. Пред-
положим, что отливка изrотовляется из цинковоrо сплава типа
ZnA14Cu3 (Рм == 7000 Kr/M3) на машине со следующими параметрами:
Ран==6,5 МПа, рж==870 Kr/M 3 , Dц==О,1 м, D пр ==0,06 м, do==dcJ[==
==0,025 м, 10==2 м, l с л==3 м, mпр 50 Kr. Определим значения
суммарных коэффициентов o и 1: c J[ сопротивлений в подводя-
щей и сливной rидросистемах:
Co 2,65 + 0,02 (2/0,025) 4,25;
ССJl 1,15 + 0,02 (3/0,025) 3,95.
Подставляя цифровые значения в уравнение (90) имеем, м /с:
V пр 229 / " /18260+ 19,8 [ п ( fF pl p ) + п Х
V l==1 1==1
1 Термины «минимальное:. И «максимальное» трение условны----
под трением в них понимается суммарное rидродинамическое сопро-
тивление на всем пути движения металла.
138
пp Hы8HиK
" I
5)
6)
Рис. 62. Заполнение отливки (а) по принципу минимальноrо (6)
или максимальноrо (8) трения
-+ Х (ttF p I p ) + 5О/5ср ·
(91)
На осно&ании ФОРМУЛЫ (91) при условии отсутствия сопротивлений
в литниковой системе и форме можно подсчитать скорость V xo JI(II)
установившеrося движения при холостом ходе пресс поршня (при-
нимаем Scp==sl==0,3 м):
VXOJJ(M) == 229/ У 18260 + 50/0,3 == 1,65 м/с.
При заполнении с минимальным трением значение VXOJl(M) близко
К значению скорости Ч в начальный момент заполнения. Для
подсчета скорости V B прессования в момент окончания заполне-
ния определим суммарный коэффициент сопротивления в форме,
считая литниковую систему частью отливки (такое допущение воз-
можно, поскольку бпнт Б ОТJI ):
'==т
( iF p I p ) (3 1 + I) (Fпр/Fотп)2 (3.0,2 + 0,6) х
1==1
х (0,028/0,0032)2 == 93
(здесь 1 коэффициент сопротивдения при плавном повороте по-
тока на 900, равный 0,2; 2 коэффициент потерь на трение, рав'-
ный 0,6). Путь scp поршня В момент окончания заполнения будет
равен:
5 ср == 51 + V отп + v пвт/F пр == 0,3 + 4 (8,3 + 2) 10....1)/(3' 14.0,061) ==
== 0,34 м.
Подставляя значения cYMMapHoro коэффициента сопротивлений в
форме и 5ср В расчеТ НУIО формулу (91), найдем v H:
V H 229/ У 18260 + 19,8.93 + 50/0,34 1,57 м/с.
139
Таким образом, расчеты показывают, что при заполнении по прин-
ципу минимальноrо трения скорость прессования уменьшается Bcero
ЛИШь на 5 о/о.
в условиях заполнения с максимальным трением скорость
Ч прессования в начальный момент заполнения подсчитывается
с учетом rидродинамических сопротивлений в литниковой системе,
суммарный коэффициент которых рав'еН:
l==n
I ( iF pl F ) =: 1 (F пр /F 1 )'I. + 2 (FпрlF'I.)'I. + a (Fпр/F а ) '1. +
+ 4 (F пр 1 F .)2 == 0,5 (0,028/0,0026)2 + 1,0 (0,028/0,0039)2 +
+ 0,45 (0,028/0,0048)2 + о, 15 (0,028/0,0031)2 === 141,
здесь I == 0,5 ---- коэффициент сопротивления при входе в конический
литник; 2==0,1 ---- коэффициент сопротивления при повороте в под-
водящий канал; 3== 0,45 коэффициент сопротивления при вне-
запном расширении; 4==0,15 потери на трение; Р), Р2, F з , Р4 ---- пло-
щади поперечноrо сечения литниковых каналов для системы, изо-
браженной на рис. 62, в.
Подставляя значение cYMMapHoro коэффициента сопротивлений
в литниковой систем е и Scp==0,34 м в формулу (9 1), имеем:
Ч == 229/У18260 + 19,8.141 + (50/0,34) == 1,54 м/с.
Значение скорости v;g" прессования в' момент окончания запол-
нения подсчитывается с учетом rидродинамических сопротивлений
не только в литниковой системе, но в полости формы. Суммарный
коэффициент этих сопротивлений равен:
1 ===т
( iF pl F ) == 1 (Fпр/Ft)1 + (3 2 + з) (Fпр/F,J 2 + . (F пр /F з )2 ===
{==1
=== 1,0 (0,028/0,048)1 + (3.1,0 + 0,25) (0,028/0,0024)2 +
+ 0,65 (0,028/0,0032)1 === 586
здесь I и 2 ---- rидравлические потери при повороте потока, равные
1 ,о; 3 == 0,25 ---- rидравлические потери при внезапном расширении
потока 4==0,65 ---- потери на трение, равные 0,65; Р), F2, Рз ---- пло-
щади поперечноrо сечения отливки, изображенной на рис. 62, б. Пос-
ле подстановки значений коэффициентов суммарных сопротивлений
в литниковой системе и форме и значения Scp==0,34 м в формулу
(91), найдем расчетную величину скорости v gH прессования в мо-
мент окончания заполнения формы:
V :' === 229/ У 18260 + 19,8 (141 + 586 + (50/0,34) == 1,18 м/с.
В отличие от заполнения с минимальным трением при наличии
больших rидродинамических сопротивлений движению металла, т. е.
при заполнении по принципу максимальноrо трения, скорость прес-
сования и для рассматриваемой отливки и данноrо прессующеrо меха-
низма изменяется на rораздо большую величину, почти на 30 О/О.
140
3. ИЗМЕНЕНИЕ ДАВЛЕНИЯ В ПРОЦЕССЕ ЗАПОЛНЕНИЯ
Насосы и аккумуляторы машин создают постоянное
давление рабочей жидкости в rидросистеме, достиrаю-
щее при мультипликации 50.105 МПа. Давление в ка-
мере прессования зависит от площади поперечноrо се-
чения этой камеры. Повышая давление за счет ум ень-
шеНIIЯ диаметра камеры прессования, необходимо учи-
Рис. 63. Изменение скорости прессования и давления рабочей
жидкости
тывать вызываемое этим падение скорости впускноrо по-
тока и, следовательно, ero кинетической энерrии, отри-
цательно сказывающееся на качестве отливки.
Изменение давления рабочей жидкости в цилиндре
прессования. На рис. 63 приведены осциллоrраммы дав-
ления рабочей жидкости и скорости прессования, запи-
санные Д. Р. Акивисом В процессе освоения. отливки ro-
ловки мотоциклетноrо двиrателя. На осциллоrраммах
верхние кривые соответствуют изменению скорости пе-
реl\lещения пресс-поршня от начала ero движения до
окончания заполнения формы, а нижние кривые показы-
вают, как изменяется за этот период давление рабочей
жидкости в цилиндре прессования. При скорости холос-
Toro хода 0,3 0,4 м/с (а) под поршнем цилиндра прес-
сования устанавливается rидродинамическое давление
O,5 1 МПа. При прохождении металла через литнико-
вую систему наблюдается некоторое повышение давле-
ния (до 1,5 2 МПа), соответствующее сопротивлению
входа. В период заполнения формы давление рабочей
жидкости возрастает до Раи, что составляет около
7 МПа. С увеличением скорости до 0,5 0,6 м/с (6) дав-
ление также повышается до 1,2 1,5 МПа, а в конце за-
полнения формы MorYT возникнуть колебания давления,
вызванные rидравлическим ударом в цилиндре прессо-
141
вания. При увеличении скорости до O,8 l м/с (8) дав..
ление в период холостоrо хода увеличивается до 2
2,5 МПа, а при rидравлическом ударе давления превы"
шает величину Ран на 1 ,5 2 МПа.
На величину rидравлическоrо удара влияет также
характер изменения скорости в период заполнения, ко..
торый, в свою очередь, определяется величиной rидрав"
Рис. 64. rидравлический удар при перемещении пресс-поршня без
металла (а), при заполнении по принципу минимальноrо (6) и
максимальноrо (8) трения
лических сопротивлений в литниковой системе и форме.
Чем больше величина сопротивлений, тем плавнее из..
меняется скорость прессования и тем меньше rидравли-
ческий удар в цилиндре прессования. Например, при
одной и той же скорости холостоrо хода, равной 0,8
1 м/с, удар пресс-поршня без заливки формы приводит
к почти двукратному превышению давления в момент
остановки поршня (см. осциллоrрамму на рис. 64, а).
Для толстостенной отливки снебольшим rидравличес-
ким сопротивлением, заполняемой по принципу мини..
мальноrо трения, превышение пиковоrо давления в мо"
мент rидравлическоrо удара достиrает 2 2,5 МПа (6),
u u
В то время как для тонкостеннои отливки, заполняемои
с максимальным трением, пиковое давление не превы"
шает 0,5 МПа (8).
Повышение давления P рабочей )кидкости при уц..
pyroM rидравлическом ударе в цилиндре прессования
определяется формулой Жуковскоrо, МПа:
!J.p == ржажvж, (92)
rде аж скорость распространения ударной волны в
рабочей жидкости, м/с; v ж скорость течения рабочей
жидкости, равная скорости перемещения поршня в ци..
линдре прессования в момент окончания заполнения
(v ж ==v: И ) , м/с. Скорость а;н ударной волны в ра..
142
бочей жидкости при условии абсолютной упруrости сте-
нок пресс-цилиндр а опр еде ляется уравнен ием, м/с:
аж == 1/В ж /рж '1/1 + DqEж/(бцЕ ц ) ,
rде Еж и Е ц модули упруrости соответственно рабочей
жидкости и материала, из KOToporo изrотовлен пресс-
цилиндр, МПа; D ц внутренний диаметр пресс цилинД-
ра, м; б ц толщина стенки пресс цилиндра, М.
Используя формулу (92), подсчитаем величину Ар при конеч-
ной скорости прессования V H == V Ж == 0,8 м/с в цилиндре прессо-
8'ания, изrотовленном из стали (Е ц ==2.10 4 МПа), D ц ==0,2 м, бц
-=0,02 м, если в качестве рабочей жидкости используется веретен-
ное масло (рж==870 Kr/M 3 , Е ж == 140 МПа). Определим скорость
аж ударной ВОЛНЫ в ц или ндре прессования:
аж == YI4.10 7 /870 I V I + 0,2.14.107/(0,02.2.1010) == 1200 м/с.
Подставляя значение аж и друrие заданные цифровые значения
в формулу (92), определим величину повышения давления Ар rид-
равлическоrо удара в полости цилиндра прессо аиия:
Ар == 870.1200.0,8 == 0,85 МПа.
rидравлический удар в трубопроводах, подводящих
рабочую жидкость от аккумулятора к пресс-цилиндру,
HaMHoro превышает rидроудар в полости цилиндра. Ве-
личина p' в трубопроводе может быть определена на
основании форму,лы (92), В которойаж==а тр (здесьатр
скорость ударной волны в трубопроводе), и уравнения
неразрывности для системы цилиндр прессования
трубопровод, МПа:
8р' == ржа'rрV Н (D ц /d о )2. (93)
Для определения скорости а тр распространения удар-
ной волны в трубопроводе можно воспользоваться фор
мулой:
ll.rр 1/1/Рж/ Vl/Еж+2r /IЕтр(r r )[1 JL+
..
...
+ (1 + )r2/rg]} ,
rде Е тр модуль упруrости материала трубопровода,
МПа; f.t коэффициент Пуансона, равный для стали
0,3; '0 и , внутренний и наружный радиусы трубы, м.
Для трубопровода диаметром d o ==0,03 м (ro:::0,015 м) с тол-
щиной стенки 0,005 м (r==0,02 м) значение атр, подсчитанное по
этой формуле, составляет 1130 м/с. Подставляя значение атр в
143
формулу (93), подсчитаем величину повышения давления p' Прd
rидра влическом ударе в трубопроводе (при V H == О t 8 м/с);
p' == 870.1130.0,8 (0,2/0,03)2 == 3,56 МПа.
Для трубопровода, состоящеrо из последовате.7JЬНО
соединенных труб длиной 11, 12, ..., [n, величина а тр pac
считывается по формуле, м/с:
а тр == [1 + [2 + . . . +ln/[(ll/ a f) + (l21aJ + . . . +(l n l a n)].
а средняя скорость течения рабочей жидкости по фор
Муле, м/с:
v ж == (lsv s + 12 v 2 + . . . + lnvn)/(ls + 12 + . . . +ln),
rде иl, V2, ..., V N скорости течения рабочей жидкости в
отдельных трубах, определяемые уравнением неразрыв
ности, м/с.
Формулы (92) и (93) справедливы только для так
называемоrо полноrо или прямоrо rидравлическоrо уда"
ра, при котором поршень останавливается до Toro, как
обратная ударная волна, отраженная от аккумулятора,
вернется в полость пресс"цилиндра. Такой rидравличес..
кий удар сопровождает полная потеря скорости и кине
тической энерrии рабочей жидкости. Прямой rидраВ.1И
ческий удар при больших скоростях прессования вызы"
вает чрезмерный облой по плоскости разъема формы. С
целью уменьшения rидравлическоrо удара конструируют
прессующие механизмы, в которых на последнем этапе
запрессовки скорость движения пресс"поршня замеД"lЯ"
ется. Например, в машинах фирмы Ube Industries (Япо..
ния) снижение скорости с 7,5 до 2 м/с происходит Bcero
лишь за 0,001 с, не влияя на тепловые условия формиро..
вания отливки [117].
Стабильность давления рабочей жидкости поддер"
живают с помощью аккумуляторов, параметры которых
выбираIОТ таким образом, чтобы при начальном давлении
Рнач rаза, минимальном объеме и наименьшем перепаде.
давления они имели максимальную полезную емкость,
т. е. максимальное изменение объема V ж рабочей )I{ИД"
кости при изменении давления от максимальноrо Ртах
в конце зарядки до минимальноrо Pm4n в начале повтор..
ной зарядКИ. При таком условии конструктивный объем
V аи определяют по уравнению [38]: .
L1V Ж/VаК == V mas V mln/ V aK == (l/Pmln......... I/P.naJ I P aIJ.
144
rде V max И Vm.ln объемы рабочей ЖИДКОСТИ соответст---
венно при максимальном и минимальном давлениях;.
n постоянная величина. Объем V r rазовой части aK
кумулятора в конце зарядки ero рабочей жидкостью. с
учетом заданноrо перепада давления и полезной емко...
сти мо)кно найтИ из уравнения
dV ж/Vr == (PmaJ./PmiJ1/п 1.
Полезная емкость и энерrоемкость аккумулятора?"
влияющие на величину давления рабочей жидкости, при
всех прочих равных условия
ях зависят от величины Рнач. р,I1Па
Эта зависимость приведена на
рис. 65, на котором заштрихо- 16 ""o.O\ 1 ,
ванные участки обозначают 12
энерroемкость аккумулятора 8
при различных начальных дав-
лениях в диапазоне рабочих о
давлений Pmln==12 МПа и I I " б Ж'%,
Ртах== 15 МПа. При Рвач== V z ,% 80 60 "О 20 О
==Pmln== 12 МПа полезная ем-
кость составляет около 25 О/О Рис. 65. 3ависи,.мость полез
полезноrо объема аккумуля ной емкости аккумулятора
тора, при Рпа'l==4 МПа она от начальноrо давления
снижается примерно до 8 о/о,
а при Рвач==2 МПа до 4 ----- 5 О/о. Из этоrо можно сде---
v v
лать важнЫи практическии вывод; при зарядке аккуму-
лятора rазом необходимо стремиться к тому, чтобы Ha
чальное давление rаза было равно минимальному ра-
бочему.
Изменение давления в rидравлической системе ма-
шины один из способов реrулирования давления Me
талла в процессе заполнения формы. На каждом этапе
прессования наряду с осциллоrрафической записьЮ
функции рпр==<р(t) следует использовать экспресс-конт-
роль этой функции путем фотоrрафирования электрон-
Horo следа на экране осциллоскопа. По rрафику изме
нения давления можно устанавливать причины измене
ния качества и дефекты отливок.
На рис. 66 показано влияние технолоrических факто
ров на изменение функции рпр==<р (t) для прессующеrо
механизма с четырехфазной системой прессования. Та-
кие системы рентабельны при изrотовлении крупноrаба-
ритных отливок, требующих изменения скорости прессо
145
вания и давления в процессе заполнения формы [66,
82]. Рассмотрим причины изменения давления на от-
дельных этапах перемещения пресс-поршня. Повышение
.давления Р2 дО величины Р'2 (рис. 66, а) на стадии хо-
.JIOCTOrO хода пресс-поршня указывает на наличие допол-
Рпр
Рпр
t 2'
t 2
...
.....:t
а)
t
5)
t
Рис. 66. Отклонение кривой p t от rрадуировочной кривой
нительноrо трения из-за заедания прессовоrо поршня
или недостаточноrо количества смазочноrо материала.
.Это увеличение давления вызывает повышение давления
Р3 дО величины Р' 3 на стадии окончательноrо заполнения.
Увеличение давления дО Р'3 приводит К падению скоро-
,сти прессования и к таким дефектам отливок, как недо-
.ливы, нечеткое оформление резьб и острых кромок и др.
Повышение скорости прессования (рис. 66, б) вызывает
увеличение rидродинамическоrо давления рабочей жид-
кости в период заполнения от Р3 дО Рз, а давления Р4
п
.дО Р4 С уменьшением продолжительности перемеще-
ния металла в камере прессования с /2 до t; и про-
должительности заполнения формы с /3 до t;. При
этом повышается пиковое значение давления rидравли-
п
ческоrо удара от Р4 дО Р4 8 Уменьшение /3 приводит к
ухудшению вентиляции формы и появлению воздушно-
rазовой пористости.
Кроме построения rрафиков p / рекомендуют про-
водить для каждой машины калибровку прессующеrо
механизма. На рис. 67 представлены лоrарифмические
146
Рис. 67. HOMorpaMMa за-
висимости дав'ления от
расхода металла в каме-
ре прессования
р, 1 2
НПа
2
4
6
8
10
12
1+
16
18
20
Упр,Н/С
зависимости давления в пресс-цилиндре от расхода Me
талла в камере прессования, полученные п. М. Робин
соном И А. д. Девисом для машины с rорячей камерой
прессования, с усилием запирания 2,6 МИ при открытии
вентиля скорости от 1/4 до 2 об. [115].
Анализ зависимостей давления от расхода показыва
ет, что повышение скорости перемещения пресс-поршня в
камере прессования в период холостоrо хода позволяет
при одном и том же давлении рабочей жидкости увели
чить расход металла и расширить возможности обору
дования. Для повышения скорости холостоrо хода в
современных конструкциях машин аккумулятор устанав-
ливают на корпусе npeccoBoro цилиндра [122]. Тем ca
мым резко сокращается длина трубопроводов, rидрав-
лические сопротивления в rидросистеме и снижается
rидравлический удар в конце цикла прессования.
Изменение давления металла в процессе заПОJlнения.
Давление в потоке металла зависит от характера дви-
жения чем выше турбулентность и дисперсность по-
тока, тем оно больше. Изменение давления в ламинар-
ном и турбулентном потоках подсчитывают по формулам
(26), (28), (33). Эти формулы справедливы в условиях
u u
заполнения каналов литниковои системы и полостеи
формы напорным потоком, т. е. потоком, оrраниченным
со всех сторон жесткими стенками. Изменение давления
в полости формы от какой-то начальной величины РО дО
Pl на участке пути 1 для ламинарноrо HanopHoro пото-
ка с постоянной вязкостью "о определяется
выражением
Ро ----- р, == 12у rl'мfJJ/б отn ;
(94)
147
r де vl\I средняя по сечению скорость движения метал-
ла.
В турбулентном напорном потоке величина изменения
давления PO Pl пропорциональна квадрату скорости
Vl\I движения металла:
Ро....... pz == ЛфРмV 1/( 4б о l'n) , (95)
r де ЛФ коэффициент rидравлических сопротивлений,
зависящий от шероховатости поверхности полости фор-
МЫ.
ДЛЯ определения давления в rидравлическом подпо-
'ре, образующемся при турбулентном или дисперсно-
турбулентном движении в полости формы, сделаем пред-
положение, что вся вытекающая масса металла остается
в подпоре. В этом случае струя сечением fПИТ, движуща-
яся со скоростью V вп , создает в подпоре силу РПОД, ко-
торая для симметричноrо растекания определяется из
.уравнения импульсов следующим выражением:
Р под == Р.. (fпвтv п....... 2ftV cos а),
rде fl и Vl площадь поперечноrо сечения и скорость
потоков, растекающихся под уrлом а. rидродинамичес-
кое давление Рпод в подпоре, у KOToporo fl == F ОТ.Т{, Vl ==
::::: V отл == Vвпf пит/ F отл, cos а == 1, равно:
Рпод == Рпод/F отп == Рм (/пит/ F отп> [1 ......... (fпит/F oтп)]v;n,
или, заменяя значение V ВП ее значением, выраженным на
основании уравнения неразрывности через скорость V ПР
прессования, получим:
Рпод == PMV P [P p / (fпитFотn)] [1 ......... (fпит/Fотп))' (96)
Расчеты по формулам (94)......... (96) подтверждаются
-экспериментальными данными. Например, на рис. 68, а
представлены осциллоrраммы давления, записанные
К. Чиджиивой и К. Ширахиrе в полости формы, пред-
'назначенной для отливки спиральной пробы на жидко-
текучесть (рис. 68, 6). Водоохлаждаемый датчик давле-
ния 2, rрадуированный до 100 МПа, установ"туен в лит-
никовом канале, датчик 3 в начале полости формы,
датчик 4......... в средней части, датчик 5 пер,ед промыв-
ником. Кроме Toro, был установлен датчик 1 на торце
пресс-поршня. На осциллоrраммах видно, что по длине
полости rидродинамическое давление металла значи-
148
тельно снижается. Точки переrиба на осциллоrраммах
означают начало и окончание заполнения Toro или ино
ro участка. В конце заполнения наблюдается резкое па
дение давления, фиксирующее процесс уплотнения отлив-
ки при подпрессовке [89].
6)
р,Мпа
1 5
4"
JC
2
1С Р2
С P.J
P.
5
3 о
4
о
05
. -- начало заполнеНUfl
. -- начало уплотнеНUJl
Pz
Р;
Р4
Ps
О 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 Об 07 0,08 0,09 0,1 11 0,12 IЗ
:. t,c
а)
Рис. 68. Изменение давления металла (а) в процессе заполнения
спиральноrо образца (6)
Разность давлений металла в форме и камере прес
сования значительна вследствие rидродинамических соп
ротивлений в литниковой системе. На рис. 69 даны oc
циллоrраммы изменения скорости Vпр прессования, дaB
ления Рпр в камере прессования и давления Рф в форме
при скорости холостоrо хода 0,52 м/с. Видно, что запол
пение литниковой системы сопровождается снижением
скорости перемещения пресс поршня на 0,2 м/с и COOT
ветствующим повышением давления металла в камере
прессования на 20 МПа. В конце заполнения формы за
фиксирован небольшой rидравлический удар.
rидравлический удар в полости формы оказывает
положительное действие на формирование отливки толь
ко В том случае, коrда пико
вое повышение давления пе р/1Па Vпp,H/C
реходит непосредственно в
давление подпрессовки, .что
Рис. 69. Изменение скорости
V пр и давления Рпр в камере
:прессования и давления РФ в
форме
60 О) 6
4 О О, 4
20 0,2
О
Рпр
РФ
о
J
'10 80 120 160 200' iО Зt,с
149
возможно лишь при полной безынерционности подпрес"
совочноrо механизма. Во всех остальных случаях при
rидравлическом ударе металл в полости фОр 1Ы будет
сжиматься попеременно, причем при падении давления
rазовые включения будут прорывать переrородки метал"
ла между отдельными порами, образуя вместо локаль-
ной сплошную пористость. Такая пористость значитель..
но снижает rерметичность и прочность отливок.
Повышение давления в момент окончания заполнения
следует рассматривать как непрямой rидравлический
удар, поскольку затвердевание металла в питателе рез-
ко останавливает ero движение в полости формы. Повы
шение давления РФ в форме подсчитывается по извест"
ной из rидромеханики формуле непрямоrо rидравличес..
Koro удара:
Рф == РмймVfnп1фl(aМ,t I ф ),
(97)
rде а м скорость распространения ударной волны в
жидком (жидко"твердом) металле; lф длина полости
формы; t продолжительность перекрытия потока. Про..
должительность t перекрытия потока при непрямом
rидравлическом ударе можно принять равной времени
изменения скорости V отл потока заполнения от конечно..
ro ее значения до нуля. По экспериментальным данным
t пропорциональна v:: и равна 0,001 с. Значение
а м при заполнении формы, стенки которой можн о счи..
тать абсолютно неупруrими, равно: а м == У Ем/рм.
Подставляя знач ения а м и t в фор мулу (97), 'Имеем:
РФ ==v :VPMEM lфl [(1/1000)VEM/PM l ф ]' (98)
Расчетные значения РФ, получаемые по формуле (98),
зависят от величины модуля упруrости Ем заливаемоrо
металла, который зависит от содержания в потоке TBep
дой фазы. Наличие твердой фазы значительно снижает
скорость распространения ударной волны и тем самым
снижает rидравлический удар. Поэтому при заливке
алюминиевых и маrниевых сплавов, затвердевающих в
процессе заполнения, РФ меньше, чем при заполнении
формы цинковыми сплавами, особенно при литье на ма..
шинах с rорячей камерой прессования, на которых ме..
талл заливается с большим переrревом.
150
4. rА30ВЫЯ РЕЖИМ ФОРМЫ
в потоке металла происходят объединение и вынос
rазовых пузырьков под влиянием выталкивающей силы.
Величина силы Рвыт выталкивания в потоке жидкоrо
металла может быть определена по формуле Жуковско
ro:
р БЫТ == Срм' BblTV X /2,
rде С rеометрический коэффициент, равный для ша-
ра 1/3; fвыи площадь поперечноrо сечения пузырька в
плоскости выталкивания; V max максимальная скорость
по сечению потока.
Но даже в ламинарном потоке величина Рвыт OKa
зывается недостаточной для преодоления сопротивления
сплава. Кроме Toro, как было показано в rл. 11, при
движении потока с переменной вязкостью нарушается
параболический закон распределения скоростей, что
приводит к расширению зоны максимальных скоростей
и затруднению выноса rазовых включений. Поэтому
пузырьки rазов, находящиеся в металле, остаются в OT
ливке, образуя мелкую или крупную пористость, разме
ры и характер распределения которой зависят от rидро
динамических условий заполнения. Для снижения воз-
душно rазовой пористости необходима тщательная BeH
тиляция полости формы, а в некоторых случаях BaKY
умирование или замещение воздуха друrими rазами.
rидродинамические УСJlОВИЯ вентиляции формы. Ус-
ловия удаления rазов определяются кинетикой заполне
ния. При заполнении сплошным напорным потоком, pac
пространяющимся от питателя, rазы вытесняются в KO
нечную часть полости формы или при равномерном
распространении в конечные части нескольких по
лостей, rде надо располаrать большинство вентиляци-
онных KaHaJloB. При заполнении формы турбулентным
или дисперсно-турбулентным потоком, возникающим в
месте удара впускной струи, rазы вытесняются не толь-
ко в отдаленные полости, но и в направлении к пита-
телю.
При заполнении полости формы дисперсно турбу-
лентным потоком период вентиляции формы можно
разделить на две стадии: пеРВУIО, соответствующую воз
никновению дисперсной смеси капель металла с rазами,
и вторую, соответствующую сrущению дисперсноrо по
151
тока и превращению ero в турбу..
лентный. Чем выше скорость
впуска, тем дольше первая ста..
дия и тем больше вентиляцион"
ных каналов ДО"lЖНО быть распо-
ложено не только в конечной
0,735 N части формы, но и по всей плос-
кости разъема. На рис. 70
представлены кривые из е..
нения пропускной способности вентиляционных ка-
на.пов, полученные А. А. Рыжиковым и С. з. Злотиным,
показывающие, что расход rазов Q увеличивается при
уменьшении скорости прессования, т. е. при уве"ТIичении
продолжительности заполнения. Кривая 1 показывает
изменение расхода при скорости прессования 0,4 м/с в
зависимости от приведенноrо объема N, под которым
подразумевается отношение объема вытесненных rазов
к объему отливки. При скорости прессования 0,8 м/с и
сокращении продолжительности заполнения в 2 раза
(кривая 2) количество удаленных rазов уменьшается на
30 о/о. Для улучшения rидродинамических условий вен..
тиляции формы А. А. Рыжиков и С. з. Злотин предла"
rают предварительно заполнять форму rазом, кинема..
тическая вязкость KOToporo меньше, чем у воздуха, в
частности водородом. При заполнении формы BOДOPOДO {
расход Q через вентиляционные каналы увеличивается
более чем в 2 раза (кривые l' и 2'), причем при скоро-
сти прессования 0,4 м/с (см. кривую 1') удаление водо..
рода происходит более интенсивно, чем при 0,8 м/с (см.
кривую 2').
Основные принципы термодинамическоrо расчета
вентиляционноrо режима формы разработаны А. И. Вей..
ником. В основу расчета положено условие, что суммар-
ная площадь поперечноrо сечения вентиляционных ка..
налов должна обеспечивать удаление rазов из фОр fЫ
при заданной величине противодавления [12]. Суммар..
ная площадь '1:fB вентиляционных каналов при условии
пренебрежения трением определяется из уравнения не..
разрывности:
152
Q С!1 3
1
30
50
'10
20
10
о
0,'95
о, '180
Рис. 70. Изменение расхода через вен..
тиляционные каналы (воздуха кри-
вые 1 t 2; водорода 1', 2') при ско-
ростях прессования 0,4 (1 и 1') ..
0,8 м/с (2 и 2')
qr == gPrvB f в == vr f B/Vr == const, (99)
r де qr весовой расход rазов, Н/с; pr плотность rаза
(rазовой смеси), кr/м З ; V r CKOpOCTЬ истечения rаза,
м/с; V r удельный объем rазов, мЗ/Н. Скорость Vr, м/с,
истечения rаз в условиях адиабатноrо процесса опре-
деляется формулой:
VI' == V2g[k/(k 1)] RTI'(1 P(k.....I)/k), (100)
rде k показатель адиабаты (для воздуха 1,4); R........ ra.
зовая постоянная; Тr температура rазовой смеси в
полости формы, К; Р безразмерная величина, пред-
ставляющая собой отношение давления Ро.с к давлению
Pr rазов в форме. Подставляя в уравнение (99) значение
V r из формулы (100) с заменой соrласно уравнеНИIf)
Клайперона RTr на VrPr, получим, Н/с:
qr == fBPI' V2g [k/(k 1)] [1/(RTr)] [ 2/k...... (k+l)/k]. (101)
Максимальный секундный расход qr (тах) rазов и соот-
ветствующее ему критическое зн чение РКР находятся по
прави.пу максимума функции:
РКР == [2/(k + 1 )]k/(k---l).
Для воздуха (k== 1,4) ркр==0,528, а критическое давле-
ние PI\p rазов PI\P== PO.C/ KP. При давлении окру-
жающей среды, равном атмосферному, величина PI\p
составляет 0,19 МПа. Если противодаВ"ТIение в форме
u
превышает эту величину, вентиляционныи режим назы-
вается «закритическим», а если Pr<PKP, то ре>ким на-
зывается «докритическим».
Максимальный расход gr(max) rазов через вентиляци-
онные каналы площадью '1:fB для «закритическоrо» ре-
жима определяется из формулы ( 1 О 1) при РНР == 0,528:
Qr(max) == 0,4 fBPrl V TI' ,
откуда, заменяя qr(max) отношением gpr V OTJI/t (здесь t.......
продолжительность истечения, соответствующая про-
должительности заполнения формы), находим формулу
для определения суммарной площади fB' м 2 , вентиля-
ционных каналов:
fB == 2,5gPr V OTJ1 V Tl' I (tpr). (102)
IБЗ
Для «докритическоrо» режима вентиляции fB опреде..
ляется по формуле
}2'. == O,65gPr V oTn У Т!' I (tPr Vp 1 '43....__ pl ,71). (103)
Значения pr, входящие в формулы (102) и (103), для
воздуха при различных температурах даны в табл. 18.
ТаБЛИJ.{а 18
Плотность Р!' воздуха, Kf 1м3, при нулевой влажности и атмосферном
давлении в зависимости от температуры
Tr' К Pr Tr' К Pr Tr' К Pr Tr' К Pr
273 О, 1252 773 0,0450 373 0,0916 I 1073 0,0325
293 0,1164 873 0,0400 473 0,0723 1173 0,0290
323 О, 1 056 973 0,0361 573 0,0596 1273 0,0268
673 0,0508 1673 0,0204
Значение температур Tr rазов в формулах (102) и
(103) зависит от характера заполнения полости формы
металлом. При заполнении ламинарным или турбулент--
ным сплошным потоком можно пренебречь теплообме
ном rазов с расплавленным металлом, определяя вели--
чину Tr по уравнению
Т!' == TO(VO/Vr)k l,
rде То начальная температура rазов в полости фор..
мы, К; V о........ начальный удельный объем rазов в поло..
сти формы, мЗ/Н. В условиях дисперсноrо движения ме..
талла rазы достаточно сильно конвектируют с распла..
вом и Tr можно считать равной температуре заливае..
Moro сплава.
Определим величину , в для «закритическоrо» режима исте
чения rазов (воздуха) для отливки объемом V ота==200.10... 6 М З .
заполняемой дисперсным потоком алюминиевоrо сплава (Tr==T м==
==873 К), если продолжительность истечения rазоВ' t==t зап ==О,06 с
и допустимое противодавление rазов в форме Pr==0,2 l\'\Па. Опре-
деляя значение pr по табл. 18 и подставляя в формулу (1 02) циф
ровые значения, имеем:
fB == 2,5.9,81.0,04.200.10--- 6 У 873 /(0,06.2.10 5 ) == 49,2 мм 2 .
Для этой же отливки в условиях «докритическоrо» режима, при до-
пустимом противодавлении Pr==0,15 МПа, находим fB по формуле
( 103) :
154
I, f в == 0,65. 9 ,81 . О , 04 . 200. 1 0 6 . 873/(0 t 06 Х
Х V(I/I ,5)1 ,43 (1/1,5)1.71 1,5.100) == 22 мм 2 .
Расчеты показывают, что при «докритическом режиме суммарная
площадь вентиляционных каналов снижается более чем в 2 раза
по сравнению с «закритическим режимом.
Величина противодавления Pr В формулах (102) и
(103) не постоянна она постепенно нарастает в про..
цессе заполнения, так как нарастают rИДРОДIIнамичес"
кие сопротивления. ПОЭТОМУ:о Zf
при расчете значения fB еле.. nр. "5 в У ,:
дует задава ть среднее за вре.. ЗSО +00 5'5 1,0
мя заполнения противодавле.. 110 300' 510
Ф 2
ние rазов в орме. 200 .,0
Для определения значения 100 3,5
fB в зависимости от скорости 3,'
Vпр прессования можно ис.. 2,5
пользовать HOMorpaMMY (рис. 1 О
71), составленную К. Н. [ас.. '
селем и друrими для тонко.. ',5
стенных отливок (1 1,5 мм).
На HOMorpaMMe величина 'LfB
(в мм2) связана со значением
выбранноrо диаметра Dup ка..
меры прессования (в мм) и
скоростью Vпр перемещения
пресс-поршня (в м/с). При
вакуу ировании площадь по..
перечноrо сечения вентиляци-
онных каналов может быть уменьшена на 50 О/о [16].
8акуумирование. Вакуумирование изменяет rазовый
реЖИ 1 формы, снижая противодавление. Вакуумирова..
ние способствует ликвидации крупной rазовой пористо..
сти, особенно в утолщенных местах отливки, а также
улучшает качество поверхности литых деталей. Вакууми..
рование позволяет изrотовлять особо тонкостенные от..
ливки е толщиной стенки меньше 0,6 1 мм. Как пока..
зал и CI{OpOCTHbIe киносъемки, вакуумирование уменьша..
ет турбулентность потока заполнения и повышает на
50 60 О/о скорость впуска [75].
На рис. 72 приведены осциллоrраммы, записанные
л. и. Неверовым и Н. Н. Белоусовым в обычных усло..
виях литья под давлением (а) и при вакуумировании
формы (б). Сравнение осциллоrрамм показывает, что
10
'1'
Рис. 71. HOMorpaMMa
для оперделения суммар-
ной площади вентиляци-
онных каналов (rассель
и др., 1983)
155
Скорость =0
3 1
/
Да8ление==0
Скорость =0
J
ДаВление =0
,
I О,D2с
5)
Рис. 72. Осциллоrраммы скорости (1) t давления (2) и те:\1пера..
туры (3)
при вакуумировании наблюдается меньшее падение ско--
рости прессования на участке заполнения тn (кри--
вые 1) и сокращение продолжительности заполнения,.
определяемой участками C2Cl (кривые 2), при уве lиче..
нии скорости нарастания конечноrо давления (ТОЧКИ с
на кривых 2). Одновременно отмечается некоторое уве..
личение температуры металла в процессе заполнения
(кривая 3).
На рис. 73 показана статистическая диаrрамма IIЗ--
менения среднеrо размера б микронеровностей (мкм)
поверхности отливки при литье под давлением а"Т]Ю fИ"
п,%
10
I \
I \
I \
I 1
I \
I \
I \
1', / \
'" \
50
"О
зо
о
доо,6
0,81 1,oo ',21 1,'10 1,61--',80
6,/'1КI1
Рис. 73. Размер микро"
неровностеЙ при обыч-
ном (1) и вакуумиро-
ванном (2) процессах
.1ИТЬЯ под да ВoI1ением
156
ниевоrо сплава системы Al Si .L\/lg без вакуумирова -
ния (1) и при вакуумировании (2), из которой следует,
что число n отливок с размером неровностей 3,8
1,95 мкм при вакуумировании резко повышается [76].
Кроме Toro, по данным r. и. Цыrаненко, вакуумирова
ние повышает коррозионную стойкость алюминиевых
отливок на 30 О/о и стойкость rальваническоrо покрытия:
на 20 25 О/о.
rидродинамические режимы ваКУуl\tfирования зависят
от конфиrурации отливки, ее rабарита и толщины CTeH
ки. Ниже приведены значения давления Рван при BaKY
умировании в зависимости от средней толщины бот:r
стенки отливки:
б ОТЛ , ММ . . . . . . . . . . . · 2 , 5 2 1 ,5 1 О , 6
Рвак; 10 4 МПа. . . . . . . . . 15 18 12----16 10 15 9 12 7 10
Остаточное давление вакуумирования зависит также от
вида сплава: для цинковых и маrниевых сплавов не ре-
комендуется давление ниже 30. 1 0 4 МПа в противном
случае возможно испарение металла, приводящее к об
разованию пористости.
При разработке технолоrическоrо процесса литья
под давлением учитывают, что вакуумирование yдopo
)I{aeT процесс. Оно рентабельно при необходимости сни-
жения толщины стенки отливки на 30 50 О/о, повышении
механических свойств, в частности относительноrо yд
линения в 1,5 2 раза, и улучшении качества поверхно-
стей, предназначаемых для полировки.
Классификация вакуумных устройств составлена по
системе удаления rаЗОD, как наиболее характерному
признаку (рис. 74). В машинах с rоризонтальной KaMe
роЙ прессования чаще Bcero используются системы с раз-
мещением формы в вакуумной камере (рис. 75, а) или
системы, в I{OTOPbIX форма вместе с камерой прессования
заключена в вакуумный кожух (рис. 75, 6). На маши-
нах с вертикальной камерой форма помещается в ваку-
умную камеру, а узел прессования rерметизируется
(рис. 75, в). Для деrазации сплава перед заливкоЙ в
типовых вакуумных установках предусматривается OT
сос rазов не только из формы и камеры прессования, но
и из под крышки тиrля раздаточной печи (рис. 76).
Расчет вакуумной системы можно вести, считая про
цесс удаления rазов адиабатическим. В этом случае
площадь f Bal" м 2 , поперечноrо сечения канала, соединя-
157
Система удаления воздуха
Непосредст-
венно
из формы
Из кожуха
формы
Всасывание
металла
в камеру
прессования
Вакуумирова
ние после
смыкания
формы
Без остановки
пресс-поршня
Вакуумиро-
вание
до смыкания
формы
С остановкой
пресс-поршня
Из кожуха
и камеры
прессования
Из формы
и камеры
прессования
Всасывание
металла
в камеру
прессования
Всасывание
металла
в камеру
прессования
С остановкой
пресс- поршня
Без останов-
ки
пресс-поршня
Рис. 74. Классификация вакуумных систем
'ющеrо полость формы с вакуумным кожухом, определя-
ется по следующей формуле:
'вак == 0,0045 y VrLBaR T r![tBaK(Pl' Ррео) то], (104)
rде V r суммарный объем rазов, удаляемых из каме-
ры прессования литниковых каналов и полости формы,
м 3 ; t BaK продолжительность вакуумирования, равная
.сумме продолжительности выдержки сплава в камере
прессования и продолжительности заполнения формы, с;
158
Отсос
а)
Oт('o
'f7--
2
"-
1 "
5)
Рис. 75. Типы BaKYYM
ных установок для Ma
шин литья под давле-
нием
/7
Рис. 76. Конструкция вакуумной установки:
J ---- вакуумная камера; 2 ---- кран; 3 аппаратура управления; 4 BeHTHпь
5 ---- вакуумная печь; 6 фильтр; 7 реСНВер; 8 сильфон; 9 насос
Ррес остаточное давление в вакуумной системе (в pe
сивере), 10 4 МПа.
Диаметр DBal\ трубопровода, длиной LBal ' м, соеди..
няющеrо вакуумный кожух с ре сивером, подсчитывает
ся по формуле:
D B8R == 0,084 V VrLB8R/[tBaR (Рl' Ррес)] . (105)
159
Необходимый при заданном остаточном давлении Ррес
.объем Vpec, м З , ресивера можно определить на основа-
'нии закона Бойля Мариотта:
Урео == [ Y2 + пD:акLааи/4] (Ратм/Ррес). (106)
Определим параметры в'акуумной системы для объема удаляе
мых rазов V r == 1.10 4 м З при продолжительности вакуумирования
t оаи == 1,5 с и остаточном давлении в ресивере Ррес== 1,33.10 4 МПа.
.Давление rазов в форме (среднее за время вакуумирования) при
'мем Pr==50,5.10 4 МПа. Значение fBaK подсчитаем по формуле
1(104) для щелевиДНОro BalCYYMHoro канала длиной lBaK==50 мм==
== 0,05 м при температуре rазов в форме, равной температуре ее
lIредварительноrо подоrрева Т r == 473 К, и при температуре окружа
.ющей среды То==293 К:
{вак === 0,0045 Vl.10--- 4 .0,05.473/[1 ,5 (50'5---- 1 ,33) 10 4.293]
=== 2, 2. 1 o--- M S .
диа lетр D BaK BaKYYMHoro трубопровода длиной L оаи ==2,5 м опре-
де.,l яем п о формуле 105):
D B8K === 0,084 ;; 1.10---4.2,5/[1 ,5 (50'5........ 1 ,33) 10 4] === 0,035 м.
Объем V рее ресивера подсчитываем по формуле (106), принимая
Раl'М== 1.10 2 МПа:
У рес === [1.10---4 + 3, 14.0,0352.2,5/4] [1.10 2/(1 ,33.10 )] == 0,12 м 3 .
Кислородный процесс. Кислородным процессом на..
зывается способ литья под давлением с замещением ra-
зов в полости формы кислородом. Кислород в процессе
заполнения окисляет металл, ликвидируя пористость.
Реактивная способность сплава к окислению усиливает-
ся в условиях дисперсноrо дви)кения. Объем образую-
'щихся оксидов невелик. По данным С. 3. Злотина, их
количество в алюминиевой отливке при полном замеще..
нии воздуха кислородом составляет 0,093 о/о, причем на-
ходятся они в мелкодисперсном состоянии их удается
обнаружить только с помощью электронноrо микроско-
Па [28]. .
Оксиды практически не сни)кают механические свой..
ства отливок при уменьшении rазосодержания в 5 раз
(табл. 19). Однако надо учитывать, что эффективность
кислородноrо процесса снижается при наЛIlЧll1I в кисло-
-роде влаrи.
На рис. 77 показана схема автоматическоiI подачи
кислорода в форму. При сбли)кении полуформ конечный
выключатель 1 от копира 2 включает электрозолотники
.16()
Т а б л и ц а 19
Изменение параметров отливок. из аJlюминиевоrо СПJlава при литье под
давлением
Параметр
Обычное
литье
Кислородный
процесс
Объем, % от v oтп :
оставшеrося воздуха
rазов от смазочноrо материала
оксидов
Плотность, r/cM 3
rазосодержание, CМ 3 /Kr
Временное сопротивление разрыву, МПа
Относительное удлинение, % ..'
18 20
4 6
0,01 0,02
2,62
60
257
1,5
· Исследование проводилось на плоских неэакаленных образцах.
2 5
0,1
0'075......0'2
2,68
12
277
1,5
12 и 13, встроенные параллельно в систему управления 8,
связанную с золотником 10, управляющим нижним
поршнем 11 камеры прессования. Кислород по трубе 5
поступает в распределительный кожух 6, из KOToporo он
попадает в полость формы. Кожух 6 закреплен на под-
вижной полуформе 4 и перемещается от плиты 3 вытал-
кивателей. В рабочее положение кожух ставится упором
14, закрепленным на неподвижной полуформе 7. Кисло-
род вытесняет воздух из полости формы в камеру "рес-
От t5аллонq
02
12 73
2 От нососа
Рис. 77. Схема подачи кислорода в форму на машине с вертикаль
ной камерой пресоования
6 Зак. 30
161
сования 9 через литниковую втулку. В момент закрытия
формы упор 16 нажимает на конечный выключатель 15,
включая подачу кислорода. Операция замещения воз..
u u
духа кислородом не удлиняет литеиныи цикл и не сни-
жает производительности машины [65].
Для цинковых сплавов помимо кислорода можно ис..
пользовать такие rазы, как хлор и бром [112]. Фирма
Cominco (Канада) применяет при литье под давлением
цинковых сплавов кислород, вытесняемый не на предва..
рительной стадии, а на первоЙ стадии прессования, что
сни)кает расход КlIслорода и соответственно стоимость
литых деталей.
rЛАВА v
РЕЖИМЫ ПОДПРЕССОВКИ
1. РОЛЬ ПОДПРЕССОВКИ ПРИ ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
ТехнолоrическиЙ UIIK..1 .питья под давлением состоит
IIЗ процессов заполнения 11 подпрессовки. Наилучшие
УС..'ОIЗIIЯ фОрМirрования отливки заполнение с наи..
MeHlJILТIlM захваТО 1 rазов IIЗ полости формы С последую..
ЩIIМ уплотнениеl\1 при НdправлеННО\1 затвердеваНIIИ от..
ливки. Процесс передачи давления на fеталл, находя-
щийся в ПОЛОСТII формы, В период от окончания запол..
нения до полноrо затвердевания отливки называется
подпрессовкой. В какой то степени подпрессовка всеrда
имеет место при литье под давлением. Полное ее осу..
ществление ВОЗМО:iКНО только при создаНIIИ блаrоприят"
ных тепловых условий, обеспечивающих сохранение
жидкотекучести металла в ЛJlТНИКОВЫХ каналах и поло..
сти формы, особенно в наиболее тонких ее сечениях.
Эффективность подпрессовки повышается при использо..
u U
вании машин с rоризонтальнои камерои прессования,
имеющих более короткую литниковую систему и мень-
шие потери тепла в ней по сравнению с машинами с
вертикальной камерой прессования.
В процессе подпрессовки осуществляется сжатие ra-
зовых включениЙ, уменьшается усадочная пористость
и улучшается структура металла. Однако не следует
считать, что с помощью подпрессовки можно полностью
устранить rазовую пористость. Положительную роль
этоrо процесса часто недооценивают, отождествляя под-
1.2
прессовку с мультипликацией давления. Это неверно,
так как подпрессовку можно осуществить на машинах,
имеющих специальное устройство в виде мультиплика-
тора давления, и На машинах с обычным прессующим
механизмом, в том числе и на машинах с rорячей ка-
мерой прессования. Подпрессовка сокращает брак от-
ливок по пористости В 10 раз и более.
I .
, 'H _ j
. t Ра-:
р
.
Л
J.U" I
I . I
IJ, i L
t
01
I
I I
! . ....
:
" . 1
+'н_ __ - 7f; рак
I I L {
i [" + I
, 1. I
Р! !
! ; "1!
, I I
<,
;:::,'
с., ;
'...
t
,.
I
I
II
:LJ
r!,-,
..:.
,..
,..
'
с:..' I :::: J
"'-:
............. f ....... '-
:0. м
с--
I
1
L
L" . Jl , !
I
1 р 011'
8/
1'01('
... 11:
r
Рис. 78. Конструкции прессующих механизмов машин
Давление и скорость подпрессовки. В машинах с
одинарным цилиндром прессования (рис. 78, а) давле-
ние подпрессовки передается в форму лишь после зату-
хания колебаний rидравлическоrо удара. Величина дaB
ления Рпод, МПа, определяется отношением BHYTpeHHero
диаметра Dц.пр цилиндра прессования к диаметру Dпр
пресс-поршня при постоянном давлении Рак аккумуля-
тора:
Рпод == Рак (DЦепр/Dпр)Z.
6. 1 вS
rидравлический удар, как отмечалось, увеличивает по
ристость отливок. Кроме Toro, он способствует paCKpы
ТИIО формы, нарушая rеометрию литых деталей. В цe
лях сни){{ения аМПJIИТУДЫ и периода затухания rидравли
ческоrо удара и более быстроrо достижения максималь
Horo давления подпрессовки рекомендуют при KOHCTPy
ировании машин с одинарным цилиндром прессования
уменьшать массу подвижных частей и рабочей жидко
сти, сокращая длину трубопроводов. Для увеличения
Рпод созданы модели машин, в которых цилиндр прес
сования имеет дифференциальное подключение в про
цессе заполнения рабочую жидкость подают OДHOBpe
менно в поршневую и штоковую полости цилиндра, а
при подпрессовке штоковую полость переключают на
слив. Подобный механизм прессования использован на
машинах 516М, ЛН3404 завода «Сиблитмаш» и на He
которых моделях машин фирмы Ресо (Анrлия).
Применение пресс цилиндров с мультипликатором
давления рабочей жидкости (рис. 78, б) дает возмож
ность уменьшить поперечные размеры цилиндра прессо
вания и массу подвижных частей, снижая rидравличес
кий удар. Для снижения rидроудара на этапе заполне
ния применяют системы предварительноrо подключения
мультипликатора, а для снижения rидроудара в мульти
пликаторе используют малоинерционные клапаны, KO
роткие трубопроводы или установку дополнительноrо
аккумулятора непосредственно на цилиндре мультипли
катора.
Величина давления Рпод подпрессовки в машинах с
мультипликатором определяется не только отношением
Dц.rrpjDrrp, но и отношением DM/d M диаметров поршня
мультипликатора
Рпод == Рак {Dц.пр/Dпр)2 (DM/d,J2.
Для подпрессовки при акурад-процессе фирма
General Motors (США) применила прессующий механизм
с двойным пресс поршнем, в котором давление подпрес
совки повышают непосредственно в камере прессования
(рис. 78, в). До момента образования корки металла на
стенках камеры оба поршня (диаметром Drrp и d под ) пе
ремещаIОТСЯ вместе и давление Рпод подпрессовки на
этом этапе определяется отношением диаметра D ц . пр
цилиндра прессования к диаметру Drrp внешнеrо пресс
поршня. После ero остановки продолжает двиrаться
164
внутренний поршень, а давление Рпод повышается вслед-
ствие увеличения отношения Dподfdпод по сравнению с
отношением Dц.прfDrrp. Поскольку включение BToporo
пресс-поршня осуществляется безынерционно, сокраща-
ется t ep . M и ликвидируется rидравлический удар на вто-
ром этапе подпрессовки. В СССР машины подобной кон-
струкции выпускает завод «Сиблитмаш» [46]. Для под-
прессовки в камере прессова-
ния на обычных машинах,
имеющих одинарный цилиндр
прессования, можно исполь-
зовать второй пресс-поршень,
вводимый со стороны непод-
вижноil плиты машины и име-
ющий отдельную систему под-
ключения от aBToHoMHoro ак"
кумулятора.
На рис. 79 приведены ос-
цил.поrраммы пути и давления,
записанные на машине с двой-
ным пресс-поршнем фирмы
Wotan (ФРr), созданной на
базе модели DMKh500. Вна-
чале путь внешнеrо (а) и
BHYTpeHHero (б) пресс поршня
совпадает. В момент начала
образования корки металла в Рис. 79. Осциллоrраммы
камере прессования внешний пути и давления
пресс-поршень останавлива-
ется (точка А), а внутренний продолжает движение от
точки Б дО Б'. Давление рабочей жидкости в цилиндре
внешнеrо пресс-поршня (8) и BHYTpeHHero (2) примерно
одинаковое, но в цилиндре BHYTpeHHero пресс-поршня
давление действует значительно дольше. На осциллоr-
рамме (д) зафиксированы две ступени (точки Д и ')
повышения давления металла в камере прессования.
Плотность отливки зависит от деформации кристал-
лизующеrося металла, которая, в свою очередь, опреде-
ляется скоростью перемещения пресс-поршня в процес-
се подпрессовки. Для расчета скорости V под подпрессов-
ки, необходимой для компенсации усадки сплава,
И. Б. Казаринов и В. Д. Швецов предлаrают формулу,
основанную на рассмотрении теплофизических процес-
сов кристаллизации:
д'
IJ
1c
w ]IoМПа
6
[Fмпа \
f lc
Б'
о
а
165
Овод == RS OТlJ (Т JCp Т ф) I {l, 77 gр.д Vr (nR "'oM1tDup Х
х (Т. р Т JIO.J/(XCMgP..q) )ft (107)
rде k коэффициент объемной усадки сплава; SОТл........
площадь поверхности охлаждения отливки; t........ время,
отсчитываемое от начала кристаллизации; Rпр ради-
ус камеры прессования; Т ком температура компенса-
ции усадки; q теплота кристаллизации сплава.
При расчете скорости и' ПОД перемещения внутренне-
ro пресс"поршня значение Rпр в формуле (107) заменя-
ется значением 'под, а л;Dпр==О, так как действие пресс-
поршня на жидкую фазу происходит вне кристаJlЛИЗУ-
ющеrося слоя, фронт KOToporo распространяется от сте-
нок камеры прессования к ее центру, и фОРМУJlа для
подсчета скорости имеет вид:
V OA == kS OТlJ (Т Кр ........ Т Ф) I (1, 77 gрмllлr од уе). (108)
Формула (108) может быть использована не только при
разработке технолоrическоrо процесса, но и при расче-
те параметров прессующеrо механизма С двойным пресс-
поршнем.
Особенности подпрессовки на машинах с rорячей ка-
мерой преССОВ2НИЯ. На ве ичину давления подпрессовки
в машинах с rорячей камерой прессования влияет тол-
щина б заз зазора между пресс-поршнем и камерой.
В. Я. Невзоровым выведены формулы для подсчета
Рпод в зависимости от б заз II скорости Vпод перемещения
пресс-поршня в процессе подпрессовки для различных
условий течения металла в зазоре. Для ламинарноrо
течения:
Рпод == 3 ааDDРVПОД / (nб;аз), (109)
rде f.1 динамическая вязкость сплава; lзаз ДЛlIна за...
зора; n коэффициент эксцентриситета прессующей Па-
ры, равный для ламинарноrо течения 1 2,5.
При турбулентном течении в зазоре формула для
подсчета Рпод имеет следую щий вид:
РВО1l :=: О,ОО6рм 1 .аа V v (DDPVDO 71 (пб: а .). (110)
здесь n == 1 -7- 1,2 а 'v кинематическая вязкость СПJlава.
Для больших зазоров, в которых местные rидравли-
ческие сопротивления соизмеримы с жидкостным трени-
166
ем в зазоре, формула для определения Рпод примет вид:
РпоJJ. == а.ааРм D рV:Юд I (32пб: аз ), ( 111)
rде Qзаз коэффициент rидраВJlических сопротивлений
в зазоре.
Формулы (1 09) (111) показывают, что с увеличени-
ем зазора давление подпрессовки резко уменьшается.
Увеличение эксцентриситета прессующей пары также
приводит к уменьшению давления. Расчет коэффициен-
тов n, основанный на экспериментальных данных об из...
менении значений Рпод И V под в зависимости от б заз , пока-
зывает, что они близки к максимальным значениям, т. е.
для ламинарноrо течения n 2,5, а для турбулентноrо
n 1,2.
Зазор в прессующей паре и утечка металла в период
подпрессовки приводят к тому, что давление в камере
прессования действует только в момент перемещения
пресс-поршня. С понижением уровня металла в тиrле, с
увеличением объема отливки, а также с увеличением за
зора, длина хода пресс поршня в период подпрессовки
будет уменьшаться, сокращая продо.пжитеJ1ЬНОСТЬ ее
д€iiствия. Например, Д.пя крупных, толстостенных отли-
вок с толстыми, долrо затвердевающими питателями
может оказаться, что пресс-поршень пройдет весь путь
раньше, чем закончится формирование отливки. Экспе-
риментальные исследования заливки цинковых сплавов
на машине с rорячей камерой прессования конструкции
завода «Автоприбор» показали, что продолжительность
действия давления при максимальном уровне металла в
тиrле и максимальной скорости прессования составляет
при зазоре 0,135 мм около 0,25 с, а при зазоре 0,065 мм
свыше 1 с.
На рис. 80 показаны полученные Ю. А. Травкиным и
л. К. Шептуновым зависимости скорости перемещения
пресс поршня (а) и давления металла в камере прессо-
вания (6) от ширины зазора при различном диаметре
трубопроводов, соединяющих пневматический привод
ной цилиндр С ресивером (кривые 1 при 'ТР== 1,3 см 2 ;
кривые 2 при 'тр==2,8 см 2 ). С увеличением зазора дав-
ление падает. При б заз свыше 0,1 мм давление может по-
низиться почти на 40 о/о. Толщина зазора до 0,1 мм пре-
дельно допустима для стабилизации режимов подпрес-
совки. Для увеличения предельно допустимоrо значения
б заз следует повышать скорость перемещения пресс-
167
.-: .;
поршня. Как видно на рис. 80, б увеличение скорости
при изменении площади поперечноrо сечения подводя
щеrо трубопровода с 1,3 до 2,8 см 2 приводит к падению
давления в камере прессования при зазоре, равном
0,2 мм, не на 40 О/о, а только на 20 о/о. Следовательно,
Vлод,l1/С Рпод,нпа
6 -----,---- ---- 12
утах ртах
под поа
L ........___
S 10
.4 8
J 6
2 "
1 2
о
О,, 0,2 0,3 бjа.; )I1H О
а)
О, 1 2 0,3 6 заз ,/11'1
6)
Рис. 80. Изменение скорости и давления в зависимости от размера
зазора
машины с rорячей камерой прессования целесообразнее
эксплуатировать при высоких скоростях перемещения
пресс поршня. При невозможности создания высоких
скоростей используют составные пресс поршни с раз
жимными уплотняющими кольцами.
Тепловые условия обеспечения подпреССО8КИ. Тепло
вой режим формирования отливки определяется про-
дол)кительностью t под действия давления подпрессовки.
При разработке конструкции прессующеrо механизма
необходимо учитывать, что машинное время t ep . M cpa
батывания мультиплицирующеrо устройства не должно
превышать технолоrически допустимую продол)китель
насть t ep . T . Максимальный эффект подпрессовки обеспе
чивается при условии, что сумма значений t под и t ep . T
должна быть меньше или равна времени охлаждения
сплава в питателе, складывающемуся из времени t т . п
168
отвода теплоты переrрева и времени t затв затвердева-
ния:
t под + t CP . T -< t т . п +t затв .
Условия направленноrо затвердевания отливки предус-
матриваIОТ незначительный переrрев металла, в связи с
чем можно приравнять величины t затв == t под . В этом слу-
чае величина t CP . T определяется неравенством:
t Cp . T -< t т , п + t затв ------ t под ,
откуда, подставляя значения t т . п , t затв и t под из формул
(66) (68), получим:
t CP . T <;: 0,196 (рм/Ьф)2 {б ит [(c lп (Тааn ------ Т ПИТ)/(Т JIИR------
....... т пиr »)2 + (r/(T Rp ........ Т пит »2] ........ (ботпr/(ТRР...... Т ф»2}. (112)
Неравенство (112) связывает технолоrическое значение
продолжительности t CP . T срабатывания мультипликации
давления с параметрами заполнения и подпрессовки.
При заполнении формы )кидко-твердым сплавом пере-
rpeB металла в питателе отсутствует (Тзал::::;;Т лик) и не-
равенство (112) принимает вид:
t CP . T -< 0,196 (рм/Ь ф )2 [(бпит ,/(Т н Р...... Т пиr»2........(б оТn r/(Т НР...... Т ф»I).
(113)
При заполнении И подпрессовке тонкостенных отливок
температурное поле формы и питателя выравнивается
(Т ПИТ Т ф), анеравенство (112) можно записать:
t CP . T <= 0,196 {рмr/[Ьф (Т НР ...... Т ф»)}2 (д иТ...... б:rп). (114)
Для маrниевых сплавов неравенство (112) преобра-
зуется с учетом на,,"'IИЧИЯ температуры Т СХВ схватывания.
После подстановки цифровых значений Ь ф , Рм И r нера-
венство (112) принимает вид:
t CP . T -< 289 { [4б нт I (Т СХВ + Т Соn...... 2Т пит)2] ......
........ [4б;тп I (Т ежв + Т соn ...... 2Т ф)2] }
(здесь б пит и бот л ...... В мм).
в табл. 20 даны расчетные значения б отл и Б П1IТ при
температуре формы для цинковых сплавов 423 К, алю-
миниевых 473 К, маrниевых 523 К и латуни 573 К.
169
Т а б л и ц а 20
ТЦНОJlоrически допустимые значeнtNI ПрОДОЛ-ИТeJIЬНОСТИ срабатываllИ8
подореССО8очноrо механизма
бот". I б пвт t ep . " с. для сплавов
мм цинковых алюминиевых мarвиевых ..едва
2 1 О 0,042 О О
1,5 0,048 О, 194 0,021 0,056
1 О О О О
4 2 О 0,168 О О
3 0,191 0,770 0,044 О, 108
6 2 О О О О
4 О, 193 1 ,230 О 0,266
8 2,5 О О О О
6 0,764 2,405 О, 102 О
Данные табл. 20 показывают, что положительные
значения t cP . T возможны лишь при определенных соот-
ношениях толщины питателя и отливки: для цинковых
сплавов и латуни (,ПJlfТ/(,ОТЛ 1/3, для алюминиевых и
маrниевых сплавов бf1J/l.т/fJотл 1/2.
Исследование методом скоростной киносъемки ре-
жимов заполнения и подпрессовки образцов П-образной
конфиrурации из алюминиевоrо сплава типа AlSi9Cu 1,5
показало, что время действия подпрессовки (tпод==tср.т)
зависит также от rидродинамических режимов заполне-
ния от скорости впуска и скорости прессования. Для
исследований брали образцы толщиной 2,4 и 8 мм, за-
полняемые через питатели толщиной 1, 2, 4 и 8 мм при
скоростях прессования 0,3 и 1,2 м/с (табл. 21). Сравне-
ние данных табл. 20 и 21 показывает, что эксперимен-
тальные значения t cP . T отличаются от расчетных на 25
50 О/о, причем это различие тем больше, чем меньше ве-
личина отношения толщины питателя к толщине отлив-
ки.
170
Т а б л и ц а 21
Экспериментальные значения ПРОДОJDКител"ности заПOJlнени. и
подпрессовки
&отп
ПJl'1'
'пит' мм'
Vпр
101
1
18
0,3
1 ,2
0,3
1 ,2
0,3
1 ,2
2
2
36
1
lе
4
2
0,3
1 ,2
36
4
72
0,3
1 ,2
0,3
1 ,2
1
18
8
72
0,3
1,2
4
8
144
0,3
1,2
V вп
м/с
21
84
10,5
42
21
84
10,5
42
5,25
21
21
84
5,25
21
2,62
10,5
t вап
t - ...
ер.т
'Jr . ellQJ
0,030
0,015
0,041
0,016
0,070
0,032
0,062
0,028
0,050
0,027
О, 140
0,072
0,100 -:
0,041
0,112
0,0140
о
о
0,041
О ,052 If
{:
о
0,012
0,38
0,50
О , 187
О, 184
О
О
0,153
О, 161
0,515
0,530
Температура Т под металла, обеспечивающая действие
подпреССОБКИ, зависит от продолжительности заполне...
ния и характера движения металла в потоке заполнения
до начала подпрессовки. Для сплошноrо потока величи...
ну T : определяют на основании решения уравне...
ния TeMnepaTypHoro поля отливки в момент окончания
заполнения, т. е. Kor да t == t зап :
T == Т ..п {4Ь ф (Т.аn ТФ) Уt..л l I Ул: рмбorп х
х (c + r/L\Т ир )]}. (115)
Величина Т:: в полости формы, заполненной днс"
персным или дисперсно-турбулентным потоком, находит..
ся из условия, что скорость потока заполнения равна 0,5
171
скорости впуска, т. е. при условии, что бпит/ботл == 1/2:
Т: == Т За1f {[ 1,8 V ВФЬ (Тзаl1 т ф) V fsап J / [ Vп рм Б ОТl1 Х
Х (c +r/L\T KP )]} (116)
в табл. 22 даны расчетные значения теl\fпературы нача-
ла действия подпрессовки для различных сплавов в за-
висимости от толщины отливки. Эти данные показыва-
т а б .1 1 I 1 t а 22
Температура начала действия подпрессовки, К
Сплавы
цинковые алыминиевые маrниевые медные
(эвтектич еские)
т спл т дис т спл т дис т спл т дис т спл т ДИС
под под под под под под ДОД под
1 669 665 863 859 878 870 1163 1159
2 665 662 861 855 872 866 1161 1153
3 662 658 853 851 864 859 1158 1154
5 663 658 855 852 866 860 1159 1155
5 665 661 857 853 871 865 1161 1156
6 668 662 860 855 875 870 1163 1159
8 670 667 864 862 880 874 1165 1162
6 0тл ,
мм
ют, что при изменении толщины отливки от 1 до 3 мм
Т СПJI Т ди С
значения под и под уменьшаются, а при
дальнейшем увеличении до 8 мм повышаются. При
изrотовлении отливок средней толщины (3 4 мм) yc
ловия подпрессовки MorYT быть хуже. Для их улучше-
ния следует увеличивать толщину питателя и повышать
значения Т зал и Т ф. Например, для алюминиевых спла
вов системы Al Si Cu рекомендуется повышать тем-
пературу заливки до 963 988 К [104].
Сжатие rазовых включений. При расчете изменения
объема rазов под действием подпрессовки необходимо
учитывать, что пузырьки rазовых включений MorYT до
некоторой степени сжиматься еще в процессе заполне-
ния. Упруrость двухфазной смеси металла и rазов, сжа-
тых rидродинамическим давлением потока, значительно
172
отличается от упруrости чистоrо расплава и характери-
зуется следующим уравнением состояния:
(dV/dp) + (poV r (O)/p2) + (Yo/E ) == О,
rде Vr.(o) объем, занимаемый rазами при начальном
давлении ро; V o объем жидкоrо металла при давлении
Ро; Р давление потока в рассматриваемый момент за-
полнения; Е/м модуль упруrости жидкоrо металла.
Интеrрирование этоrо уравнения с заменой V o через
уравнение Клайперона и Vr(o) через объем отливки
Vr(о)==nV атл (здесь n отношение объема rазов к объе-
му отливки) дает возможность найти изменение объема
V двухфазной смеси металла и rазов под действием
давления потока р:
L\V . V отл {[n(gPrRTr +Ро)/Р] + [(P пgPMRTr)IE ]}, (117)
rде pr плотность rазов; R rазовая постоянная; Tr
температура rазов в форме.
Если давление подпрессовки HaMHoro выше, чем rиД-
родинамическое давление заполнения, то второе слаrае-
мое в уравнении (117) становится мало по сравнению с
первым:
L\V зап == Vотлn(gрмRТr + ро)/р. (118)
Формула (118) отличается от уравнения Клайперона
слаrаемым gpMRT r , представляющим величину измене-
ния давления rазов в порах по сравнению с атмосфер-
ным давлением или остаточным давлением в полости
формы при вакуумировании. Если в момент окончания
заполнения металл затвердевает по всему сечению и
подпрессовка окажется невозможной, возможно измене-
ние объема rазов в порах на величину V зап, которое
при отсутствии корки металла у стенок формы может
способствовать оформлению рельефа поверхности. Но
такая отливка будет иметь по всему сечению довольно
крупную rазовую пористость.
В процессе подпрессовки состояние металла в форме
меняется от жидкоrо до твердоrо. Поэтому, используя
уравнение (117) для рассмотрения изменения объема
Vпад rазов в отливке при подпрессовке, заменяем вели-
чину модуля упруrости Е/ м жидкоrо металла средним
арифметическим значением велпчин Е/м и Ем (здесь
Ем модуль упруrости твердоrо металла при темпера-
173
туре затвердевания). С учетом такой замены, с подста...
новкой р == Рпод отношение V под/ v ОТ.ТУ будет равно:
L\VnoAJV ar .. == [n(gp.RT, +Ро)/РпоJ.] +
+ {(рпод...... ngp M RT.)/[2 (l/E + l/E.)]). (119)
Ниже приведены значения V noJV ОТJI дЛЯ алюминие-
Boro сплава, подсчитанные по формуле (119) при усло-
вии, что начальный объем rазов равен объему полости
формы (n==1):
РПОДt МПа. . . . . .. 50 100 200 300 500 1000
!!.VПОД/VfYrl1. . . · . . . 0,0015 0,0017 0,0021 0,0024 0,0037 0,0071
J{ля отливок HeOTBeTcTBeHHoro назначения достаточно
давления подпрессовки 50 100 МПа; такое давление
MorYT обеспечить машины без мультипликаторноrо уст-
ройства. Для отливок, к которым предъявляют высокие
требования по прочности И rерметичности используется
давление подпрессовки до 500 1000 МПа. При давле-
нии 1000 МПа возможно почти двухсоткратное сжатие
rазовых включений.
Изменение структуры металла при подпрессовке про...
исходит как за счет сжатия rазов в порах, так и вслед-
ствие разрушения кристаллизующихся дендритов, веду-
щеrо к измельчению структуры и ликвидации межкрис-
таллической усадочной пористости. Для изучения влия'"
ния подпрессовки на структуру отливок применяется ме-
тод рентrеноrрафии. В табл. 23 приведены данные об из-
менении пористости П-образных образцов из алюминие-
Boro сплава типа AlSi9Cul,5 в зависимости от типа по-
тока и продолжительности действия подпрессовки. При
заполнении формы турбулентными потоками продолжи-
тельность подпрессовки должна возрастать.
2. ВИДЫ ПОДПРЕССОВКИ
в зависимости от продолжительности действия и не-
обходимоrо давления подпрессовки отливки можно раз-
делить на три rруппы. К пер в о й r р у п п е относятся
равностенные отливки со средней ТОЛlЦиной стенки 2
4 мм. Такие отливки заполняются при высоких скоро-
стях впуска, необходимых для преодоления большоrо
rидравлическоrо сопротивления в полости формы. Вы-
сокие скорости приводят к раздроблению потока и рас-
174
Т а б л и ц а 23
Измеllение пористости в зависимости от ПРОАОJl.ИТeJlЬНОСТИ
ПОАпрессО8КИ
Тип потока
Продолжи-
тельность
подпрессов
КИ. с
Высокодиcnерс-
ный
о
0,012
Дисперсный
о
0,052
Высокотурбу -
лентный
о
О, 161
Турбулентный
0,038
:. о ,041 .J
О , 153
0,515 :i
1: . О,530.;!
Пористос..ь
Очень -r мелкая, по всем сечениям
Не заметна
Мелкая, равномерно распреJlеленН8Я
в дальних от питателя сечениях
Небольшая в дальних 01' питатeu
сечениях
Мелкая, ВКJlЮчения раковин разме-
ром 0,5 1 мм
Мелкая, небольшое чиCJIО раковин
размером 0,3 0,5 мм
Рака вины размером 1----2 мм по всем
сечениям
Раковины размером 1 2 мм в д8JIЬ-
них от питателя сечениях
Небопьшие раковины окопа питате-
ля и в сечениях, наиболее удаленных
от питателя
Наибольшие раковины размером
0,5 0,8 мм в дальних ,от питателя
сечениях
НебоЛhшие поры размером до 0,2 мм
в дальних от питателя сечениях
средоточению rазовых включений, размер которых сос-
тавляет O,Ol O,1 ММ. ДЛЯ ликвидации такой пористости
достаточно давление подпрессовки 100 120 МПа. Для
отливок сравнительно простой конфиrурации заполняе-
мость обеспечивается при скорости впуска до 25 м/с, а
подпрессовка при давлении до 100 МПа при продол-
жительности ее действия до 0,2 с. Для тонкостенных от-
ливок сложной конфиrурации скорость заполнения по-
вышается дО З5 40 м/с (для цинковых сплавов до 70
80 м/с), а давление подпрессовки достиrает 120
150 МПа.
175
Ко в т о рой r ру п п е можно отнести отливки с тол-
щиной стенки более 4 мм, так называемые толстостен-
ные, заполняемые турбулентным потоком. rидродинами-
ческий и тепловой режим формирования таких отливок
должен способствовать оформлению структуры rлубин-
ных и поверхностных слоев. В то }ке время скорость
впуска не должна превышать критические значения на-
рушения сплошности потока. Для сохранения сплошно-
ro турбулентноrо движения при высокой скорости пото-
ка можно использовать заливку жидко-твердыми спла-
вами. К моменту начала подпрессовки в таких отливках
возможны rазовые включения, размером до 1 1,5 мм,
для сжатия которых требуется давление 300 500 МПа.
К т р е т ь е й r р у п п е относятся неравностенные
отливки сложной конфиrурации. Процесс подпрессовки
в этом случае зависит от конструкции литниковой си-
стемы и отливки. Например, при литье пластинчатоrо
радиатора подведение питателя 1 (рис. 81, а) в массив-
ное основание 2 не обеспечивает качественноrо офор-
мления тонких ребер детали. Использование дополни-
тельноrо питающеrо коллектора 3 и промывника 4
A A
л,
I
t
2
I
Б
а)
't
A A
б)
Б Б
А
7
Рис. 81. Питание отливки через основание (а)
176
и коллектор (б)
(рис. 81, б) значительно улучшает условия заполнения и
подпреССОБКИ. На рис. 82 показаны три варианта конст-
руирования неравностенной отливки. В первом случае
(а) подпрессовочное давление не будет передаваться в
бобышки 2 даже при равной толщине питателя 1 и сте-
нок отливки и в них появляется усадочная и крупная
rазовая пористость. Введение в конструкцию детали реб-
ра 3, соединяющеrо бобышки, дает возможность осу-
а)
"
о}
б
6)
Рис. 82. Варианты конструирования отливки
ществить подпрессовку через дополнительные ребра 4
питателя (рис. 82, б). Еще лучше заменить бобышки
утолщенными ребрами 5 (рис. 82, 8), питание которых
жидким металлом идет через утолщенные каналы 6 пи-
тателя.
Подпрессовка с использованием питателя переменной
толщины. Последовательное дисперсно-турбулентное за-
полнение по принципу максимальноrо трения с последу-
ющей подпрессовкой при минимальном трении од ин
из способов повышения качества неравностенных отли-
вок. Для этоrо необходимо, чтобы в процессе заполне-
ния отношение бпит/60ТЛ 1/4, а в процессе подпрессов-
ки равно 1.
Способ изменения толщины питателя при подпрес-
совке предложен для крупноrабаритных, неравностен-
ных отливок силовых деталей компрессора инженером
В. С. Кириченко [9]. Питатель оформлен в подвижной
вставке-рассекателе 4 (рис. 83), перемещаIощейся на
штифте 3, запрессованном в крепежной плите 1, с по-
мощью тарельчатых пружин 2, действующих так:им об-
разом, чтобы в процессе заполнения (а) вставка-рассе..
катель находилась в крайнем (правом) положении,
обеспечивая впуск металла через тонкий, щелевидный
питатель (6 пит ==О,5+2 мм) при скорости впуска свыше
177
20 м/с. в момент окончания заполнения (6) цод дейст-
вием давления подпрессовки тарельчатые пружины 2
сжимаются и вставка 4 перемещается в крайнее (левое)
положение, при котором толщина питателя становится
равной толщине стенки отливки.
2
" '" '
'
,," / / "
,1
: J 4
,
,-'
Рис. 83. Форма с переменной то.пщиноЙ питате.пя
На рис. 84 представ..ТIена эксперимента.пьная отливка
.для изучения подпреСС08КИ, массоЙ 7 KI" размером
353Х300Х 150 мм со стенками неизменной (6 мм) 11 пе-
ременной (4, 6, 10, 14 и 18 мм) толщины, представляю-
щая собой rеометрическую модель rруппы деталей комп-
рессора, таких, как крышка картера (350ХЗ1Ох 120 ММ.
толщина стенок 5 18 мм, масса 5 Kr), ни:з картера
(350 Х 310х 150 мм), блок цилиндров (303)( 265 Х 115 мм)
и др. Заменой стержней, оформляющих внутреннюю по-
лость отливки можно менять толщину бl передней стен-
ки (6, 10 и 18 мм), толщину б2 прилива дна в зоне А и
толщину б з прилива в зоне Б (4, 6 и 1 О мм), толщину
,б 4 задней стенки (6, 10 и 14 мм). Конструкция питаю-
щеrо узла формы позволяет не только реrулировать
толщину питателя от 0,5 до 18 мм, но и изменять место
подвода ero по высоте передней стенки отливки. Пре-
дусмотрена возмоЖность изменения диаметра Dпр каме-
ры прессования от 90 до 130 мм, что позволяет изменять
давление Рпод подпрессовки от 60 до 133 МПа. Форма
имеет промывники, rлубина (толщина) которых может
З78
изменяться от 5 до 10 мм. Взаимосвязь между rидроди
намическими параметрами заDОJIнения и подпрессовкн
изучалась в условиях направленной кристаллизации на
алюминиевых эвтектических (типа AlSi 12) сплавах и на
сплавах с широким интервалом температур кристалли-
Е:I
:;"
д, 7, t..::: :
Jii1
-
с::::::
' t т
. '; h.
k 2
/") "r3 f!t; t. 3
14
........
I.
I . ,
L
!7
.ч4
f. з t. 6 Д7
Д8
Д9 I
>1
...
35З
,
/'
P o /
f/
/ \ ! , -
. \ i ' t
\. 1'
f'
.. 41, 1
. / .
" . C\l1 / / .. . I
:l "/ /
.'
.4
//
,7rt ' , l
/ / /1 " Д
. f
Т
, ;4
. ..
C .
Рис. 84. Места установки датчиков температуры (Tlt Т 2 И т. д.),
И давления (ДJ, Д2 И Т. д.) В экспериментальной КРУПRоraбаРИТRОЙ
отливке
зации (типа AlSi9MnO,4MgO,2 и AlSi8Cu 1, 5MпO,4MgO,4).
Расчетная продолжительность t зап заполнения при раз..
личных значениях толщины 6 0тл стенки отливки дана
в табл. 24 (при Т зап ==893 К и Т ф ==473 К). При Dпр==
== 120 мм значения t з8п ===0,295+0,891с обеспечиваются
при скоростях перемещения пресс-поршня от 2 до
0,7 м/с.
Продолжительность действия подпрессовки в рас-
сматриваемой отливке определяется продолжительно-
119>
Т а б л и ц а 24
Расчетные значения продолжительности заполнения ОТЛИВКИ
t зап , с, при значениях 6 0тл ,
мм
Тип сплава
10 14 18
.
AlSi 12 0,295 0,521 0,763
AlSi9 nO,4 gO,2 0,301 0,532 0,778
AlSi8Cul,5MnO,4MgO,4 0,326 0,579 0,891
стью затвердевания сплава в наименьшем сечении фор-
мы, а не в питателе. Питатель в процессе подпрессов-
ки наиболее rорячий узел, ибо толщина ero равна
максимальной толщине отливки и он наименее удален
от камеры прессования. Минимальная продолжитель-
ность действия подпрессовки (!под == 0,45 с) наблюдалась
при снижении толщины стенки в зонах А и Б до 4 мм.
При увеличении толщины стенки в этих зонах до 6 мм
i под возрастает до 0,68 с.
Для экспериментальноrо исследования температур"
Horo поля отливки и формы установлено 24 термопары:
четыре для измерения температурноrо фона матрицы
и пуансона, двенадцать для измерения температуры
контакта, восемь для измерения температуры метал-
ла (на рис. 84 места установки термопар обозначены ин..
дексами Tl, Т 2 И т. д.). Установлено, что для обеспече-
ния направленной кристаллизации неравностенной от-
ливки в период подпрессовки необходимо повышать тем-
пературу формы на 50 70 о. На практике локальное
повышение температуры достиrается не HarpeBoM узких
участков формы, а более интенсивным водяным охлаж-
дением друrих ее участков.
Для осциллоrрафической записи давления металла в
процессе подпрессовки в форме установлено одиннадцать
водоохлаждаемых датчиков давления (на рис. 84 Дl,
Д2 И т. д.) типа ДДИ..21. Замеры давления в различных
точках литниковой системы и формы показали, что при
создании направленноrо затвердевания, несмотря на об-
разование корки металла у поверхности, действие ПОД-
прессовки может распространяться по длине отливки на
400 500 мм. Подпрессовка разрушает дендриты и фор-
мирует мелкозернистую плотную структуру. Мелкая по-
180
ристость, рассредоточенная у поверхностных слоев, мо-
жет быть уменьшена до 10 30 MKV. Эффективность
подпрессовки возрастает при использовании сплавов с
широким интервалом температур кристаллизации. На-
пример, при заливке эвтектическоrо сплава типа
AISi 12 подпрессовка наБЛIодается лишь вблизи питате-
ля (зона А, на рис. 84), сплава типа AISi9MnO,4MgO,2
в удаленной от питателя зоне (зона Б), сплава типа
AISi8Cu 1 ,5МпО,4МgО,4 в середине задней стенки изоб-
раженноЙ на рис. 84 отливки.
Процесс питания усадочных пустот в жидко-твер-
дой и дендритноЙ областях при подпрессовке затвердева-
ющей отливки сравним с процессом фильтрования и
подчиняется уравнеНIIЮ Дарси [22]:
VФ == kф Р/(JlLф), (120)
rде VФ скорость фильтрации жидкоrо металла через
межкристаллическое пространство; k ф коэффициент
проницаемости (фильтрации) кристаллическоrо карка-
са; i1p перепад давления на участке фильтрации дли-
ноЙ L ф . Значения коэффициента k ф в уравнении (120) в
условиях кристаллизации под поршневым давлением,
близких к условиям подпрессовки, определены А. В. На-
риевским и др. Установлено, что скорость фильтрации
расплава в межкристаллических пространствах и соот-
ношение жидкой и твердой фаз зависят от содержания
кремния в сплаве II морфолоrии кристаллическоrо кар-
каса, определяемой величиной интервала кристаллиза-
ции. Например, в сплаве системы Al Si, близком к эв
тектическому, содержится Bcero лишь 12,4 0/0 жидкой
фазы (при kф==2.10 12), а в сплаве алюминия с 0,850/0
кремния (i1THP 100 О) через дендритную решетку про-
ходит свыше 23 0/0 жидкоrо металла. Этим объясняется
максимальный эффект подпрессовки сплавов с широки.\{
интервалом температур кристаллизации. При направ-
ленной кристаллизации подпрессовка возможна даже
при сравнительно невысоком давлении. В результате
значительно расширяется область применения литья под
давлением. Так, например, фирма Honda (Япония) изrо-
товляет блок цилиндров автомобильноrо двиrателя, име-
ющий массу 13,4 Kr [109].
Локальная подпреССО8ка осуществляется в утолщен-
ных участках отливки не через питатель, а непосредст
.венно в полости формы с помощью установленноrо на
181
неподвижной полуформе пресс-цилиндра 1 (рис. 85, а),
имеющеrо поршень 2 диаметром D ПОДt шток KOToporo
диаметром d под служит подпрессовочным поршнем. За-
полнение отливки 4 с УТОЛlЦением 5 происходит через
тонкий питатель 6 с высокой скоростью впуска, дающей
возможность получить качественную поверхность, а пос-
ледующая I10дпрессовка ликвидирует усадочную и rазо-
"
2
4
6 ---..
0,"7 G!(IO/fv!Y Лf1 тора
4........
: .
1
о)
4
l .70Q
; 'с-
"
а)
б
8)
. )
Рис. 85. Локальная подпрессовка через утолщение (а), стенку от-
ливки (6) и прилив (8)
вую пористость. Подпрессовочный шток может действо-
вать на стенку отливки (рис. 85, б) или на специальный
технолоrический прилив (рис. 85, в). При расположении
прилива после отливки, аналоrично промывнику, воз-
можно более раннее включение подпрессовки. Давление
РПОД, МПа, подпрессовки определяется отношением ди--
аметров поршня 2 и штока 3:
РПОJ. == Рак (ДПОJ./duo,Jl.
Например, при D под == 150 мм, dпо.ц 30 мм и PalC-12,5 МПа в по-
лости формы можио создать давление подпрессовки:
""11. == 12,5 (150/30)1 == 312,5 МПа.
182
Длина lпод, м, перемещения подпрессовочноrо штока-
поршня в процессе подпрессовки определяется заданной
степенью сжатия rазовых включений:
IПОI. == [АУ ПОА + (КУ arJl/1OO)]/(п oA/4),
rде К коэффициент объемной усадки при изменении
температуры сплава от Т лин до Т еол, .0/0' После подста-
новки значения L\v под из уравнения (119) с учетом Toro,
что при больших значениях Рпод первое слаrаемое этоrо
уравнения становится пренебрежимо мало по сравне-
нию со вторым и им можно пренебречь, имеем, м:
lnoJ1 == [4У OТJl/(п oJ] {[(рпод....... пgpъtRT r)/2] х
Х (I/E + I/Е м ) + К/1ОО}. (121)
Для отливки из алюминиевоrо сплава типа AISil2 (К ==0,2 О/о),
объемом V отп == 10 6 м 3 при диаметре штока d по ;{ ==30 M 1, Рпод==
== 300 МПа и условии, что объем rазов в метаД.,1е равен объему
отливки (n== 1), перемещение L под подпресовочноrо штока состав-
ляет 4.1 мм.
Для отливок сложной конфиrурации с массивными
утолщениями используют комбинированный способ, сов-
мещающий локальную подпрессовку в форме с подпрес-
совкой через питатель с помощью двойноrо пресс поршня
[32]. При разработке технолоrическоrо процесса такой
подпрессовки выявляется зона действия локальноrо дaB
ления при толщине отливки 9 12 мм она составляет
80 100 мм, а в массивных узлах толщиной 18 24 мм
достиrает 140 мм.
3. ТЕхнолоrИЧЕСКИЕ ПРИНЦИПЫ КОНСТРУИРОВАНИЯ
ПРЕССОВО ПОДПРЕССОВОЧНЫХ МЕХАНИЗМОВ
Расчет ПрОДОЛ1Кительности срабатывания подпрессо-
ночных устройств. Время t ep . M срабатывания механизма
подпрессовки не должно превышать расчетное значение
технолоrически допустимой продолжительности t ep . T cpa
батывания. Величину t ep . M определяют по осциллоrрам-
ме p t. Кривая p.......t (рис. 86, а) для механизма под
прессовки с мультипликатором давления (рис. 86, б)
показывает, что после окончания заполнения (точка а),
давление начинает возрастать до р' ан (точка б), в кото-
рой оно HeMHoro больше, чем Ран. Для возрастания дав-
183
ления от Рзап до р' ан потребовался интервал времени tt.
Интервал tl\Jl соответствует времени срабатывания кла-
пана мультипликатора. В точке Ь мультипликатор начи-
нает действовать, и давление рабочеЙ жидкости в пресс
uилиндре поднимается до Рпод (точка 2). Интервал вре-
мени tM необходим для мультипликации давления с P3J\
р
2 r't
I """""
I
б
J" 18
t:: а/
...
I ...
v tf1
, , , ,
t, t кл
а) t ер. /1
<::::1
O
5)
Рис. 86. Нарастание давления
(а) в цилиндре прессования с
мультипликатором (6)
до Рпод. Полное время срабатывания /С.РМ механизма
подпрессовки определяется суммой:
tCP;M == t. + t кл + t M .
Рассмотрим методы расчета каЖДОl"'О из трех слаrа
емых этой суммы. Продолжительность /1 нарастания
давления до ero мультипликации определяется выраже-
нием
t l == Vl/Q. == V./(QaK........ QYT)' (122)
rде V 1 изменение объема V 1 рабочей жидкости при
изменении давления от Рзап до р' ан; Ql == QaH QYT (здесь
QaH расход, обеспечиваемый аккумулятором; QYT
утечки в rидросистеме) расход рабочей жидкости в
подводящей (наrнетательной) трубе (см. рис. 86, б).
Значение V 1 определяется формулой: V 1 ==
== (I/Е' н,) (р' ан Рзап) V 1 , подставляя которую в выраже
ние (122), имеем:
11 == (p K Рзап) V 1 /[(Qзк QYT) E ], (123)
rде Е' ж модуль упруrости рабочей жидкости.
[азы образуют с рабочей жидкостью механическую
смесь. При определенной вязкости жидкости (напри..
184
мер, соответствующей вязкости BepeTeHHoro масла) и
размерах пузырыюB 0,4 0,8 мкм интенсивность удале
ния пузырьков rаза из жидкости очень мала. Попадание
rазов в рабочую жидкость происходит на поверхности
раздела в сливном баке или аккумуляторе под давлени-
ем PaI{' Значение Е'''iИ Е. М. Родионов предлаrает опре
делять по формуле:
E == Еж/[l + VrEж/(V жР)],
rде Еж модуль упруrости чистой рабочей жидкости,
равныЙ для минеральных масел 1350 1750 МПа, для
Е!к,НЛа
E ,Hпa
1$00
500
700
о
s 10 RI1Па
)
о
s 10 Р, НПl1
5)
Рис. 87. Изменение модуля упруrости эмульсии (а) и BepeTeHHoro
масла (6) в зависимости от давления
воды и рабочих }I{идкостей на водной основе (при дaB
ленин до 20 МПа) 2000 МПа; V r объем rазов в рабо-
чей жидкости; V ж объем рабочей жидкости в rидро
системе.
На рис. 87 приведены зависимости Е' iI\ от давления
р, построенные для эмульсии (а) и BepeTeHHoro масла
(6) при 1 О/о rазовых включений (кривые 1 и }') и 5 О/о
(кривые 2 и 2'). Видно, что модуль упруrости рабочей
жидкости резко падает при давлении менее 7,5 МПа.
Поэтому не следует допускать TaKoro давления в акку-
муляторе. Необходимо также принимать меры по деrа
зации рабочей жидкости, применяя аккумуляторы с
разделительным поршнем и не допуская снижения
уровня жидкости в сливном баке, так как оно вызывает
циркуляцию жидкости и захват rазов. В современных
185
машинах в rидросистеме предусмотрен специальный
отстойник для удаления rазов из рабочей жидкости.
Продолжительность срабатывания t кл клапана муль"
типликатора для пружинноrо клапана можно подсчи..
тать по формуле Хаймовича:
t кл == 2 V(3m кл + m пр ) S/(3Po) Х
Х arc sin V Р 08 / { 28 0 [Р о........Р 1 ........ g (m КJI + о ,5m пр sin ,\,)]} t (124)
rде т кл и тир масса клапана и пружины; РО ........ сила
предварительноrо сжатия пружины; 5 и 50........ рабочий
ход и предварительное сжатие пружины; P 1 сила тре..
ния и сопротивления клапана; V уrол наклона кла-
пана.
Время t M нарастания давления мультипликации оп..
ределяют по формуле:
t M == VJQ2 == V';(Q:= Q )t (125)
rде tl '2 изменение объема V 2 рабочей жидкости при
подъеме давления в цилиндре прессования с р'а" до
Рпо;r.; Q == Q l Q' -УТ (здесь QM и Q' ут ........ соответственно
расход и утечка рабочей жидкости в rидросистеме меж-
ду lУЛЫllпликатором н аккумулятором) расход в
трубопроводе, ппдводящем рабочую жидкость в IУЛЬТИ-
П.пикатор (см. рис. 86, б). Подставляя в выра)кение
(125) значение V 2 == (I/Е'а,) (Рпод Р ан) V 2 , получим:
t M == (Рпод P K) V 2 /[(QM Q ) E ] ·
( 126)
Для уменьшения LM необходимо увеличить расход
жидкости Q2 == QM Q' УТ и обеспечить свободный слив
из штоковой полости МУЛЬТИПЛlIкатора, учитывая, что
расход Qз в сливной трубе (см. рис. 86, б) связан с ве-
личиной Q2/Qз== Q2 (D2M d2M) fD2 M .
Время срабатывания t ep . M механизма подпрессовки с
мультипликатором определяется суммой значений t 1 , t ИJl
и t M . На суммарную величину нарастания давления Pr.y.
rидравлическоrо удара влияет масса рабочей жидкости
в rидросистеме машины:
Pr.y == (1:m ж + }:т подв ) L1v]/( F ц. пр L1t),
rде mж........ масса рабочей жидкости в аккумуляторе,
трубопроводе и цилиндре прессования; Lm подв масса
перемещающихся частей цилиндра прессования и МУЛЬ"
11&
типликатора; V изменение скорости за время &t.
Уменьшение длины трубопроводов и установка автоном-
ных аккумуляторов на цилиндре прессования и мульти-
пликаторе значительно сокращают t бр . м механизмов
подпрессовки. Для уменьшения периода затухания rид-
равлическоrо удара применяются компенсатор, т. е. со-
суд с упруrим элементом, обладающим БОIl'lее высокой
сжимаемостью, чем рабочая жидкость. Применяются
f
2
Рис. 88. rидравлическая схема прессово-подпреССОВОЧНОI"О механиэ
ма машины фирмы Bi.ihlcr сернв D
пружинные или rазовые КОl\fпенсаторы. Начальное дав-
ление в ra30BoM компенсирующем устроЙстве должно
быть равно максимальному рабочему давлению в rидро-
системе прессово-подпрессоночноrо механизма.
Системы подпрессовки. В це.,'IЯХ снижения массы ра-
бочей жидкости и rидравлическоrо удара сокращают
длину трубопровода от аККУМУ.,ТIятора. В машинах фир-
мы Biihler (Швейцария) аккумулятор 1 (рис. 88) уста-
новлен непосредственно на корпусе цилиндра прессова-
ния 7, представляющем собой одно целое с корпусом
мультипликатора 5. Кроме Toro, для сокращения вре-
мени срабатывания установлены золотник 6, клапан 4 и
переключающее устройство, состоящее из дросселя 2 и
rидроаппарата 3, с помощью КОТОРЫХ можно реrулиро-
вать величину противодавления в полости А, а следова-
тельно, и момент начала срабатывания мультипликато-
187
тора при ослаблении на 20% rидравлическоrо удара
[ 64] .
Применение реrулятора мультипликации давления
не исключает возможности преждевременноrо срабаты
вания мультипликатора при больших скоростях прессо
вания. В целях повышения надежности работы мульти
пликатора в машинах фирмы IDRA (Италия) имеется
управляемый клапан 1 (рис. 89, а), расположенный меж
4
o,l O,025c
5 б
а)
о)
Рис. 89. Схема включения мультипликатора (а) и осцил.1'Jоrрамма
нарастания давления (6) машины фирмы IDRA
ду штоковой полостью А мультипликатора и аккумуля
тором. Клапан открывается при срабатывании электро-
управляемоrо золотника 2. Маrнит 3 в лючается по ко-
манде реле 4, которое срабатывает при резком замедле-
нии ПОрIIIНЯ 5, вызванном повышением давления при
окончании заполнения формы. Реrулируя степень откры-
тия клапана 1, можно менять продолжительность дости
)кения давления подпрессовки. При закрытом клапане
она увеличивается на интервал аЬ (рис. 89, 6), а при
полностью открытом клапане составляет 0,1 0,025 с.
В машинах мод CLOO 630/55 фирмы Vihorlat Snina
(ЧССР) имеется малоинерционная система преСС0ВО-
подпрессовочноrо механизма с компенсаторами давле-
ния 3 и 4 (рис. 90) в штоковой И поршневой полостях
мультипликатора 13. Управление скоростью холостоrо
хода и возвратом пресс-поршня осуществля.ется с по-
мощью золотника 11, в который рабочая жидкость по
дается от насоса через дроссель 10. Вторая скоростная
фаза и подпрессовка начинаются при подаче рабочей
188
жидкости от аККУМУЛЯIора 6 DblCOKoro давления
(14 МПа) при срабатываНIIИ золотника 5 через кла-
пан 8. Скорость на второй фазе реrулируется дроссе-
лем 9, который управляется золотником 7. Мультипли-
кация начинается при возникновении в цилиндре прес-
у
/
5
I
/
9
От насоса
Рис. 90. Схема механизма прессования и подпрессовки машины
фирмы Vihorlat Snina мод. CLOO 630/55
сования противодавления. Реrулятор 1 и дроссель 2
служат для изменения скорости движения мультиплика-
тора. Обратный клапан 12 служит для прекращения
движения поршня мультипликатора.
В машинах фирмы Toshiba (Япония) имеется быст"
родействующий механизм подпрессовки со специальным
устройством, управляющим обратным клапаном мульти-
пликатора. Во время скоростной фазы прессования кла..
пан открыт, а в момент срабатывания мультипликатора
закрывается. Таким образом, включение мультиплика..
тора может происходить раньше, чем возникает проти"
водавление в цилиндре прессования. На рис. 91 приве..
189
.О
I I I 1\ Pj 1
r I !
D,fc I I
I
! II ,
I I
I
! '",о,О5с I
.., р, 1- Р2 ' ! ! I
.......1 I I
I I
I i
Ро I i.
I I
.б
Рис. 91. ОСlI.иллоrра мма из-
менения давления в цилинд-
ре прессования машины
фирмы Toshiba мод. DC250
дева осциллоrрамма
давления для трех фаз
прессования машины
фирмы Toshiba мод.
ОС 250. Осциллоrрам-
ма (а) соответствует
изменению давления
Ро рабочей жидко-
-сти в штоковой полости цилиндра прессования, а ос-
циллоrрамма (6) показывает изменение давления в ос-
новной полости цилиндра. На первой и второй фазах
прессования давление существенно не меняется (Pl ==
==Р2), в период подпрессовки давление нарастает до
конечноrо значения Рз за 0,05 с. На более крупных ма-
шинах продолжительность нарастания давления под-
прессовки увеличивается в 2 3 раза.
Машины фирмы Triulzi (Италия) серии Castmatic-
Sllper с усилием запирания 4 МН имеют реrулятор
мультипликации, обеспечивающий нарастание давления
подпрессовки за 0,01 с. Скорость нарастания МУЛЬТИПЛИ-
кации реrулируется дросселем 7 (рис. 92). Клапан 6 по-
И ; "". ,',,>'f,'" " 7 1 l ' ,>
... ,,"",-. ..... , 1. I V ..."
1"".. '.].... . , ....: ". 17 7
. .
А l ' 1:. .)..7.'
1'/)f!cr:o. If , '1'и"'-
J
-<
190
'1
Рис. 92. Реrулятор муль-
типликации машины фир-
мы Triulzi мод. Castma-
tic Super 1500
дает рабочую жидкость от насоса при возврате мульти-
пликатора в исходное положение. Золотник 1, реrуля--
тор 2 и задерживающий клапан 5 управляют мультипли-
кацией.
Реrулятор устанавливают давление подпрессовки.
Задерживающий клапан предназначен для вклю-
чения мультипликатора при падении скорости прессова-
ння. Чтобы он не срабатывал преждевременно, перед
ним ставится компенсатор 3, представляющий собой
мембранный аккумулятор, наполненный азотом под
давлением 5 .л,1Па. Дросселем 4 реrулируют подачу
жидкости в цилиндр прессования. На ВАЗе на машинах
этой серии пзrотовляют высококачественные тонкостен-
ные отливки сложноЙ конфиrурации.
В системе Multject фирмы \Votan (ФРr) штоковая
полость мультипликатора постоянно связана с атмосфе--
рой, позволяя безынерционно включать давление под-
прессовки. На осциллоrрамме а (рис.93) видно, что дав--
ление подпреССОВКII в 30 МПа достиrается за 0,016 с.
Осциллоrрамма б соответствует медленному нараста-
нию давления за 0.058 с. Осциллоrрамма в показывает,
что начало подпрессовки может быть сдвинуто на любой
интервал, например на 0,124 с. На осциллоrрамме (2)
показано ИЗl\1енение давления подпрессовки, наприме!>
до 18,5 МПа [102].
В машинах завода «Сиб 1итмаш» (СССР) рабочая
)!\IIДКОСТЬ по трубопроводу 10 (рис. 94, а) через реrули-
руемыЙ обратныЙ I(.]апан 11 подается в цилиндр 1 и
пресс поршень 2 начинает едленно перемещаться. Пос-
ле перекрытия аливочноrо окна подается команда на
золотник 7, который включает дополнительную подачу
рабочеЙ жидкости в цилиндр прессования начинаются
быстрое перемещенне пресс-поршня и заполнение фор.
мы. После окончания заполнения открывается золотник
8, жидкость из полости Б через клапан 3 идет на слив,
а поршень 9 мультипликатора вытесняет }кидкость из
пресс-цилиндра в полость А специальноrо аккумулято-
ра 4. При этом клапан 11 закрывается и давление под-
прессовки повышается. Обратный клапан б служит для
возвращения поршня 5 аккумулятора в исходное поло-
жение. Запись основных параметров (рис. 94, б: 1 путь
пресс-поршня; 2 путь паршня мультипликатора; 3..........
давление в цилиндре прессования) показывает, что при
скорости прессования 5 6 м/с давление подпрессовки
191
t:::s
1:::
t:::)
1C 3 С 16 а)
-"
t::1
с:::
с:;)
""")
10- З С
58
о)
.
t::
'
"'
с:;)
10- З С 124 14 6)
.
t::s
t::
.
I
.::--9
- -,..=F
...,
10 Зс
16
2)
Рис. 93. Осциллоrраммы давления прессово подпрессовочноrо Me
. ханизма системы Multject машины DMKh 280 фирмы Wotan
нарастает за O,02 O,04 с, причем оно не влияет на ин-
тервал срабатывания мультипликатора.
На рис. 95 показана схема прессово подпрессовочно-
ro механизма, созданноrо в литейной лаборатории Мос-
KOBcKoro высшеrо техническоrо училища имени Н. э. Ба-
умана, в котором применен мультипликатор длинноrо
хода. Поршень мультипликатора 4 начинает переме-
щаться по сиrналу путевоrо датчика 5 после прекрытия
пресс-поршнем заливочноrо окна. Через золотник 6 ра-
бочая жидкость попадает под поршень 7 клапана 8, от-
крывая ero и соединяя полость В мультипликатора со
сливом. Поскольку в этот момент полость Б через вен-
тиль 3 соединяется с аккумулятором, мультипликатор
продолжает перемещение, осуществляя к окончанию за-
полнения повышение давления в полости А пресс-ци-
линдра. При поступлении жидкости в клапан 1 поршни
2 и 4 возвращаются в исходное положение. Следует учи-
тывать, что при скорости прессования 2,5 м/с в таком
механизме возможно возникновение резонанса, так как
расход жидкости в трубопроводах пресс-цилиндра и
мультипликатора будет одинаков. Для предотвращения
резонанса необходимо, чтобы расход в rидравлической
о,1с
( I
" i ,
I
о)
Рис. 94. Механизм прессования (а) и осциллоrраммы изменения ero
парамеТРО8. (6)
7 3ак. 30
193
/ ,
8
t::::f
Е:
<
4::
c:::s
5
--+
СлиВ \ От аК,,(УМУЛllтора
:=::s
7
Рис. 95. rидраВJlическая схема механизма подпрессовки с мулыи--
пликатором длиниоrо хода
линии мультипликатора составлял не более 0,75 расхо..
да в линии цилиндра прессования. Стендовые испыта..
ния механизма с мультипликатором, ход KOToporo сос..
тавлял 0,8 хода пресс поршня, показали, что продолжи--
тельность подпрессовки в такой системе может быть
сокращена до 0,002 с.
r л А В А VI
ВЗАИМОСВЯЗЬ РЕЖИМОВ ЗАПОЛНЕНИЯ
И ПОДПРЕССОВКИ.
КАЧЕСТВО ОТЛИВОК
1. РАСЧЕТ СИЛОВЫХ ПАРАМЕТРОВ МАШИНЫ ДЛЯ ЛИТЬЯ
ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Взаимосвязь режимов заполнения и подпрессовки ОТ-
ливки обеспечивается работой прессово-подпрессовочно,,-,
ro, запирающеrо механизма машины, механизмов вытал--
кивания и удаления стержней. Выбор типа машины и
расчет ее силовых параметров проводится после уста..
новления технолоrически необходимой продолжительно..
сти заполнения, диапазона скоростей прессования, емко-
сти камеры прессования, давления и друrих факторов,
создающих оптимальные тепловые и rидродинамические
194
условия формирования отливки в процессе заполнения и
подпрессовки.
Расчет усилий прессования и подпреССО8КИ. Для оп..
ределения технолоrически неоБХОДИ 10rо условия РПР(Т)
прессования примем, что оно должно превышать сопро-
тивление твердой корки металла, затвердевающеrо на
стенках камеры прессования. [12]. Для корки с пло..
щадью fM поперечноrо сечения, равной jf,Dпр6 к (здесь
6 н толщина кристаллизующеrо слоя металла), величи-
на Рпр(т) определяется форму.пой:
Рпр(т) == (n/fJ) f I/IT' (127)
rде n== 1,2+ 1,5 коэффициент запаса; 1) кпд прес..
сующеrо механизма, для машин с rоризонтальной каме..
рой прессования 1) == 0,8, с вертикальной камерой 1) ==
== 0,7, с rорячей камерой 1) == 0,5--;.-0,6; от предел проч..
ности на с)катие заливаемоrо сплава при температуре
близкой к Т сол . Значение f1-\ зависит от тепловых усло..
вий В камере прессования и продолжительности t пр на..
u
хождения в неи заливаемоrо металла:
f к == л'смя,D пр (Т I\p Т пр)/tпр/(Хсмрмr),
rде т пр температура камеры прессования.
Усмлие прессования, подсчитанное по формуле (127),.
MO)l{eT оказаться недостаточным для преодоления rид-
равлических сопротивлений o и сл В трубопроводах
прессующеrо механизма машины в литниковой системе
и форме. Поэтому после предварительноrо выбора ма-
шины по величине Рfф(т) необходимо сделать провероч...
ный расчет, определяя машинное усилие Рfф(М) прессо..
вания, достаточное для преодоления сопротивлений rид'"
равлической системы и формы, на основании формулы
(88) с заменой ранFЦ==РПР(N):
Рпр(м) == (kv:p/2)2 {(Dц/dо)"РжFц (1 +}".: + СJl) +
+ Рк Р пр l : ( ,р2ПР/F1) + ?f ( , p/I1) ] + ..}".:mпр!Sс р }. (128)
rде k коэффициент сложности конфиrурации отливки
равный для простых отливок 1 ,05 1 ,2, средней сложно...
сти 1,5 и для тонкостенных сложной конфиrурации 2.
7* 195
Значение средней скорости прессования подсчитыва
ется по формуле:
v == Vотлl(л;D рtзап/4).
в которой продолжительность t зап заполнения определя-
ется в зависимости от выбранноrо режима заполнения
сплошным, дисперсным или дисперсно-турбулентным по-
током.
Следует учитывать, что значения РпР(Т) и РПР(М) под
считываются для периода перемещения металла в каме-
ре прессования, литниковой системе и форме. Техноло
rически необходимое усилие Р под в период подпрессовки
определяют по давлению Рпод подпрессовки, требуемой
для обеспечения заданной степени сжатия rазовых вклю-
чений в отливке:
Р под == тРпод1tD р/4, (129)
rде т коэффициент потерь давления в камере прессо-
вания и литниковой системе, равный для машин с rори-
зонтальной камерой 0,85 0,95, с вертикальной 0,8
0,85, с rорячей камерой прессования 0,7 0,8.
Значение Рпод в формуле (129) может быть опреде-
лено на основании уравнения (119), в котором при боль-
ших значениях Рпод можно пренебречь первым слаrае-
мым:
Рпод == [2/(I/E + I/E M )] (АVподlVотл K/IOO) + ngpMRTr.
В машинах с мультипликатором давления Р пад мо-
жет в несколько раз превышать усилие прессования.
В машинах с одинарным цилиндром прессования эти
усилия MorYT быть равными, так как они создаются дав-
лением рабочей жидкости на одну и ту же площадь
поршня в пресс-цилиндре. Один из способов повышения
Р под , развиваемоrо одинарным цилиндром прессова-
ния, уменьшение сопротивления в rидравлической се-
ти слива, вплоть до соединения ее с атмосферой.
Расчет усилия запирания формы. Усилие запирания
формы должно быть максимальным в момент окончания
заполнения и обеспечивать плотное смыкание полуформ
в период подпрессовки. В целях сокращения времени
достижения максимальноrо усилия следует снабжать за-
пирающий механизм автономным аккумулятором. В Ma
шинах, предназначенных для отливки крупноrабаритных
деталей, усилие запирания выравнивается по всем КО-
196
лоннам с помощью rидравлических цилиндров. В про-
тивном случае возможно нарушение размерной точно-
сти отливок вследствие перекоса формы при подпрес-
совке [104].
Для расчета технолоrически необходимоrо усилия
Р зап запирания рассмотрим систему соударяемых тел,
которая состоит из рабочей жидкости, пресс поршня,
залитоrо металла и подвижной половины формы. Пос-
кольку подвижная полуформа в момент удара стремится
отойти от неподвижной, для системы сил, действующих
по оси Х запирающеrо механизма, соrласно принципа
Даламбера справедливо уравнение:
Р зап Рф Pr.y + mзап (iJ2x/at 2 ) == О, (130)
rде Р ф усилие, передаваемое на подвижную половину
формы через залитый металл, фактически равное уси-
лию Р под подпрессовки в форме, РФ==Рпод Fф (здесь
Fф сумма площадей проекций отливки, элементов
v
литниковои системы, промывников и пресс остатка на
плоскость разъема формы); dPr.y повышение усилия
при rидравлическом ударе, dРr:J==dРr.у Fф, тзап""""
сумма масс подвижных частей запирающеrо механизма.
Интеrрируя уравнение (130) с заменой РФ==Рпод Fф
и dРr.J==dРr.у Fф, получим:
Х == [Р зап ........ }:,p Ф (РПОА ........ Pr'y)] t2/(2 mзап) + C 1 t + C 1 .
Определяя постоянные интеrрирования из условия, что
при t==O Х==Х заз (здесь Хзаз допустимая ширина зазо-
ра между подвижной инеподвижной полуформами,
предусматриваемая для улучшения вентиляции формы) t
а при t==t r : y (здесь t'f':J продолжительность достиже-
ния максимальной амплитуды rидравлическоrо удара)
х==о:
С 1 == [Р зап }:,p ф (РПОJt + APr.y)] tr.у/(2 тзап)..........
Хзаз/tr.У; С 2 == Х ЗаЗ ,
И подставляя их в решение уравнения (130), имеем сле-
дующее уравнение перемещения подвижных частей за-
пирающеrо механизма:
х == [Р заD.........}:,F Ф (РПОА + Pr'y)] t2/(2 тзап) + {[Р зап........
}:,p ф (РПОА + APr.y)] tr.у/2 тзап + Хзаз/tr.у} t + Х заз .
Величина t r : J равна полупериоду колебаний rидравли-
ческоrо удара. Если за начало отсчета принять плос-
197
кость разъема ПОДВИЖНОЙ полуформы, то усилие долж
но достиrать максимума при х == О и t == 2t r . y , Т. е. про
должительности периода колебаний rидравлическоrо
удара. Решая уравнение перемещения с учетом этих
значений, получим формулу для определения усилия
Р зап запирания при заданном допустимом зазоре Х заз по
плоскости разъема:
Р З311 == '1:Р ф (РПОJ1 + APr.v) '1:тзапХзаз/(3t .у). (131)
При наличии определенноrо парка машин требуется ре-
шение обратноЙ задачи, т. е. расчет ширины зазора Х заз
ПО усилию запирания Р зап И заданным значениям Fф
и Рпод:
Х 333 3 .y ['1:Р ф (РПО11 + APr.y)...... Рзап]/{ тзап). (132)
Значения t r . y и Д-Рr."J' входящие в уравнения (131), (132)
определяют по осциллоrрамме p t. Анализ этих ypaB
нений показывает, что увеличение допустимой ширины
зазора значительно снижает требуемое усилие запира-
ния.
При литье под даВ.аением с низкими скоростями
прессования и использованием двойноrо поршия, как,
например, при акурад процессе, на стенках камеры прес-
сования и формы образуется корка мета.лла, препятст-
вующая передаче rидравлическоrо удара. Величина
8Pr.y в уравнениях (131), (132) становится равной нулю,
а значение требуемоrо усилия заПйрания уменьшается.
Использование акурад-процесса или подпрессовки двой
ным поршнем позволяет изrотовлять крупноrабаритные
отливки при сравнительно небольших усилиях заПира
ния. Например, если к моменту достижения максималь
Horo давления в пресс-цилиндре затвердевает 80 О/о объе
ма отливки, усилие запирания снижается . на 20 30 О/О
[ 1 00] .
Величину запирающеrо усилия при отсутствии rид
равлическоrо удара и влияния инерционных сил
-Б. Ф. Ноrовицин называет статическим -усилием РзаП(с)
запирания, определяя ее для рычажноrо меtанизма
(рис. 96, а) по формуле:
Рзап(с) == (KPmax F фFц.пр/F пр) (1 + е/а), (133)
rде К == 0,870,9 коэффициент, учитывающий трение в
камере прессования и потери давления при передаче ero
198
из камеры прессования в полость формы, по данным ис-
средований, проведенных на заJ30де «Сиблитмаш»;
Pttnах:=: (1 1,2) Рм . (GM. рис. 96, б); е......... абсолютная вели-
ч на несовпадения оси симметрии механизма запирания
и! линии действия усилия РФ раскрытия формы; а рас-
I v
сrояние от оси симметрии механизма запирания до осеи
р 1
.
I
!
I
I
)
/
а)
Рис. 96. Рычажный механизм запнраllIfЯ (а) и ОСЦII l"lСiI'ра lма
изменения давленrrя (б)
рычаrов. Из формулы (133) следует, что Рзап(с) СНI!){(а-
ется при уменьшении значения е. Поэтому желательно
располаrать отливку в форме таким образом, чтобы
направление усилия Р ф раскрытия формы совпадало с
осью запирающеrо механизма.
Динамическое усилие Рзап(д) запирания зависит от
давления Ру в момент остановки пресс-поршня и моду-
ля упруrости заливаемоrо металла. При больших скоро-
стях прессования величина Рзап(д) может превышать зна-
чение Рзап(с), подсчитываемое по формуле (133). На
рис. 97 даны осциллоrраммы скорости прессования (кри-
вые 1), давления в поршневой полости пресс-цилиндра
(кривые 2) и пути подвижной полуформы (кривые 3),
полученные на машине 71111 завода «Сиблитмаш» для
ОТЛИВКИ из сплава типа AISi 12 [79]. Отход полуформы
(зазор) контролировался специальным датчиком, изrо-
товленным на базе серийноrо датчика ДД-I0.. Осцил-
лоrрамма а показывает отход полуформы на 0,3 мм при
}99
t:
t:;:) ....
О, Те
О,О7с
О,06с
а)
6)
Рис. 97. ОСЦИJlлоrраммы корости (1), давления (2) и пути под-
вижной плиты машины (3)
скорости Vпр==3,2 м/с и давлении 15 МПа. Из анализа
осциллоrраммы б видно, что при меньшей скорости
(Vпр==2,1 м/с) возможен отход подвижной полуформы на
0,5 мм, под действием BbIcoKoro давления (19,8 МПа),
создающеrо в форме усилие, превышающее усилие запи..
рания машины, равное 800 тс.
Для определения допустимой площади }:F ф проек"
ций отливки и элементов литниковой системы на плос..
кость разъема формы рекомендуется для каждой маши..
ны строить HOMorpaMMbl, в которых значение Fф с.вяза..
но с величиной усилия РПР прессования и выбранноrо
диаметра D пр камеры прессования зависящеrо от массы
G отливки (рис. 98). При выборе емкости камеры прес..
сования следует стремиться к уменьшению значения D пр ,
так как при этом уменьшается объем пресс-остатка и
повышается давление на металл. В то же время значение
D пр не должно быть меньше минимально допустимоrо
D a, определяемоrо из условия раск рытия формы:
D n == (2/V л ) VКРпр FФ/Рзап,
rде К динамический коэффициент, зависящий от зна..
чения скорости прессования в момент окончания запол..
нения формы:
. . .
0,5 0,75
1 1,2
1 1,5 2 2,5
1,6 1,95 2,35 2,75
Vnp, м/с . . . . . · · ·
К...........
. . .
2U()
2000
1800
I r;
I
J rj % ')
/ / , rт 7 '/ ') 'J '/
J i I 7 7 "/ 'J J ')
/ / , i/. '/ 'J 'j
') 1 / 1/. ') Z r/. fj l'
1/ 'J ' 1/ "1 ') 'l
J i / ') r/. ')
1/ /J (j )
) / /J '] .z ./ '
.,.
') / VJ ') 'J/C lIf lPnp=48,sтc
.7- .,. ;
/ /} '/ Vj r 't'::. 53,6
"
/ '/ /) Z < "" " 58, 7 .... ....
........ 6З, 7
/} ...... "' 69,0 ....... ---
"'- ""-
"- t'..... 74, О
/; ...... t'-.l"7.9,О ---
l' ,
...... I'-.l" 8 ,2
r "'-. '" 89,4....... ...
'" "' 94,S
v ....... 100 ....
i'-. 10;
"'-.,'Рпо=I10 тс.
" ' I 11 I I I I I
l F пр,
сн2
600 1600
700 1400
800 1200
'00
1000 1000
900
1200 800
1"00 700
1600 600
1800
2000 500
70 90 100 110 120 130 140D IID ,HA
I , I I I I I I I I I , I I I
j,S п,6 1'1,0 16,8 19,6 22,88,KZ
Рис. 98. HOMorpaMMa определения Р ПР -машины МОД.' OL 1000 фирмы
IDRA
Расчет усилий выталкивания и извлечения стержней.
При охлаждении и усадке сплава образуется плотное
соединение отливок и стержней. Стержни, расположен-
ные в направлении, не совпадающем с направлением вы-
талкивания отливки, извлекаются до выталкивания. Для
этоrо рассчитывают усилие Р СТ , требуемое для удаления
стержня (или нескольких стержней). По величине PC'f
определяют параметры приводов выталкивающих и
стержневых механизмов машины.
Если не учитывать температурный перепад между
отливкой и стержнем, то усилие Р СТ можно рассчитать
по формуле
Р ст == 'ТРРСТРСТ'
rде fTP коэффициент трения между отливкой и стерж- .
нем; РСТ давление отливки на стержень; Р СТ пло...
щадь поверхности соприкосновения отливки со стерж-
нем (площадь обжатия).
201
Значения коэффициентов трения 'тр и давления РСТ
-на стержень для различных сплавов при толщине отлив
ки 3 мм даны в табл. 25. '
т а б л и ц а 25
ЗиаqениSl 'тр и Рет при извлечении стер_НSI из' 'оТJlИВКИ
: ' .
Уклов стерж ' p : . .
Смавы Р еТ ' МЛа
ия '.
"
Цинковые 20' О .25.. 15
Атомивиевые 40' 0,25 \. . 17,5
Маrниевые 20' 0,15. 9,5
Медные l Q 0,35 30
.' .,
I
I
.\
..... '.
П. И. Пушмашевым и А. 1\1. 3убаКИНЫМ'.lIредложен
метод расчета усилия Р СТ извлечения стержй.я с учетом
разности температур между металлом" ьтл:ивки и стерж
ия, линейноrо расширения стержня, модуля упруrости
,сплава и наРУЖНQI размеров K.oH:rypa отливки, OXBaTЫ
вающеrо ст ржень [63]. Рассмотрим задачу определе
ния Р СТ С учетом этих факторов при извлечении стерж
ня диа} етром 2(, ДЛИН9Й L, с, YKlllQHpM. _ .из отливк , С
HapY)I(HbIM диаметром 2R. (рис. 99, а). Условие paBHOBe
сия СIIЛ, проектируемых по оси извлечения стержня,
можно записать в следующем виде:
р ст == F Tp COS Р N sin р, (1.34)
2Я
)(
Рис. 99. Схемы к расчету усилия извлечения стержня
.202
J, .
rде Р ТР сила трения между отливкой и стержнем;
N реакция нормальноrо давления со стороны отливки.
: При охлаждении отливки от температуры Т ир кристал-
-JIизации до температуры Т уд удаления ее из формы про-
исходит изменение l размера по длине кольца отливки,
равное l==1t(R+r)а(ТI\Р ТУД)' здесь а коэффициент
JIинейноrо расширения. Разделив отливку мысленно на
две части, заменим действие отброшенной части стяrи-
вающими силами Q (рис. 99, б). Для такой схемы при
sin == о выражение (134) приобретает вид:
Р ст == 4naE M L (R ') rfTP (Т кр Т уl1 ) cosP/(R + ,).
Для алюминиевых сплавов, подставляя значения Е м ==
7 .104 МПа, a==2,5.10 5, принимая для малых уклонов
cos :;: 1, имеем:
Р СТ == 2L(R r)rfTP(TKP TyII)/(R + ') (135)
ИЛII, поскольку R r== 4S 0ТЛ ,
Р ст == 2Lботлrfтр (Т кр Ту 11)/(2r + б от .,)2.
Зависимость усилия Р СТ извлечения стержня от ра-
диуса r стержня определяется частной производной
дР CT/ar, взятой в координатах " q:> (СМ. рис. 99, 6):
дР ст/д, == 2Lб тпfтр (Т кр Т уд )/(2r +. б отл )2 > О,
которая при любом значении r поло}ките.яьна и с уве.пи
чением ero ассимптотически приБЛИ}l(ается к ну .,1Ю. .
При извлечении крупных стержней и вытаЛКlIвании
крупноrабаритных отливок усилия Р СТ достиrают знаЧIl-
тельной величины. Для быстроrо удаления стержней из
таких отливок реКОl\Iендуют снабжать стер}кневые 11 вы-
талкивающие механизмы автономным rидравлическим
приводом, как это сделано, например, на машинах фир-
мы НРМ (США) с усилием запирания 27 30 Л1Н, на
которых установлены автономные аккумуляторы [99].
2. КОНСТРУИРОВАНИЕ И РАСЧЕТ
ЛИТНИКОВО-ВЕНТИЛЯЦИОННОИ СИСТЕМЫ
Литниково-вентиляционная система состоит из лит-
виковых, вентиляционных каналов и промывников. Раз-
меры и расположение элементов литниково-венти.пяцион-
ной системы определяют условия заполнения 11 подпрес-
203
совки, осуществляя взаимосвязь между тепловыми и rид-
равлическими режимами формирования отливки.
Литниковая система в формах, предназначенных для
установки на машинах с холодной вертикальной каме-
рой прессования, состоит из следующих элементов: пресс--
остатка, литниковоrо хода (коническоrо литника), вод-
водящеrо канала (коллектора) и питателя. В машинах
с холодной rоризонтальной камерой прессования литни-
ковый ход отсутствует подводящий канал выходит не-
посредственно из камеры прессования. Высота пресс-
остатка должна быть минимальной с целью экономии
металла, но она должна быть не меньше диаметра вход-
Horo отверстия литниковоrо хода в машинах с верти-
кальной камерой и не меньше входноrо отверстия в под-
водящий канал в формах для машин с rоризонтальной
камерой прессования.
Вентиляционная система представляет собой сово-
купность каналов и резервуаров, через которые воздух
и rазообразные продукты смазочноrо материала вытес-
няются из полости формы заливаемым металлом. Систе-
ма состоит из вентиляционных каналов и промывников.
Промывники служат дополнительными резервуарами, в
которые вытесняется металл, наиболее заrрязненный
rазовыми включениями. Вентиляционные каналы выпол-
няются в виде широких щелей, примыкающих к полости
формы или к промывнику. Толщина канала, соединяю-
щеrо промывник с полостью формы, не должна бьrть
меньше толщины стенки отливки для создания равно-
мерных тепловых условий ее затвердевания.
Основные принципы конструирования элементов ЛИТ-
виковой системы. Все литниковые системы в зависимо-
сти от расположения отливки к литниковому ходу или
пресс остатку можно разделить на прямые, внутренние
и внешние.
В п р я м о й JI И Т Н И К О В О Й с и с т е м е отсутствует
подводящий канал: металл из литниковоrо хода посту-
пает в полость формы. В машинах с вертикальной Каме-
рой прессования площадь fпит впуска соответствует пло-
щади поперечноrо сечения литниковоrо хода (рис. 100,
а), а в машинах с rоризонтальной камерой площади
пресс-остатка (рис. 100, 6). При наличии в отливке
центральноrо отверстия литниковый ход переходит в
кольцевой питатель, расположенный BOKpyr рассекателя
(рис. 100, в).
204
В н у т р е н н я я л и т н и к о в а я с и с т е м а приме-
ияется в отливках, имеющих центральное или какое-либо
друrое отверстие, размеры KOToporo позволяют раз-
местить внутри подводящие каналы и питатели
(рис. 1 О 1, а, б). Внутренняя литниковая система дает
PCKoNeHiJljeтCH iJлn
преtJупрежiJенuн
УСОIJОI/НЫХ
ракоВцн
а)
I
о)
С)
Рис. 100. Прямая nитниковая система
возможность уменьшить размеры формы. При установ-
ке специальноrо рассекателя, препятствующеrо пред-
варительному затеканию металла в полость формы,
внутреннюю систему металла в полость формы, внут-
aj
5)
2
Рис. 101. Внутренняя nитни- Рис. 102. ПОДd'lа металла ПО
ковrая система KpyroBOMY питателю 1 через
специальный рассекатель 2
реннюю систему можно применять для круrовой пода-
u
чи металла в отливку на машинах с rоризонтальнои
камерой прессования (рис. 102).
В н е ш н я я л и т н и к о в ая с и с т е м а единствен-
но возможный способ подвода металла к отливкам в
мноrоrнездных формах (рис. 103, а). Для увеличения
числа отливок в одной форме применяется внешний
подвод от промежуточных каналов коллекторов
205
(рис. 103, б, в). Коллекторы используют и в качестве
дополните.ПЬНЫХ теплоносителей при необходимости под.;
держивания высокой температуры в питателе. В одно..
rнездных формах коллекторы используют для одновре-
MeHHoro подвода металла в различные участки офор
мляющеЙ полости.
"
О)
8)
Рис. 103. Внешняя литниковая система
При выборе ЛИТНИI{ОВОЙ системы Toro или иноrо ти"
па необходимо стремиться к созданию максимальной
направленности заполнения, которая зависит не только
от места подвода питателя, но и от отношения толщины
б mIт питателя к толщине б отл стенки отливки в месте
подвода металла. Если отношение бпит/ботл> 1/2, то пос
ле удара струи о преrраду начинается заполнение поло..
сти формы сплошным или дисперсным (с последующим
превращением в дисперсно-турбулентный) потоком, KO
торый движется в направлении, обратном направлению
металла в питателе, ухудшая качество отливки. При OT
ношении 6rmт/60ТЛ< 1/2, возможность создания направ
ленноrо потока заполнения повышается. В случае под
ведения металла в утолщенную часть неравностенной
отливки после удара струи может образоваться сплош..
ной или дисперсный поток, минующий тонкостенную по..
лость формы, которая в результате будет заполняться в
последнюю очередь (рис. 104, а) и более холодным ме..
таллом, при этом появятся поверхностные дефекты в ви"
де неслитин и холодных спаев. При заполнении последо..
вательным дисперсно турбулентным потоком рекоменду"
"
ется подводить впускную струю по центру утолщеннои
части (рис. 104, 6). Для создания сплошноrо турбулент"
Horo заполнения питатель присоединяют к тонкой части
отливки с применением промывника в конце утолщенной
части (рис. 104, 8). В этом случае тонкое сечение запол...
206
няется в последнюю очередь и через Hero можно OCY.
ществить подпрессовку всей отливки.
eCTO подвода питателя зависит от конфиrурации
отливки. Для отливок типа пластин или крышек с невы-
соким буртиком металл следует подводить не в буртик
а)
5)
!J)
Рис. 104. Подвод питателя к неравностенной отливке
а в основное тело отливки (рис. 105, а). Для коробча-
тых отливок с центральным отверстием лучше осущест-
влять прямой подвод металла (рис. 105, б). При внеш-
ш Ч [lq D
CkQ!l
,
I
Л
.
" ,
'--1
п)
Рис. 105. Подвод питателя к отливкам (/, //, //1 соответственно
плохо, лучше, хорошо)
нем подводе металла впускную струю направляют па-
раллельно стенке отливки (рис. 105, в). В цилиндричес-
ких отливках хороших результатов достиrают при под-
воде металла в торцовую часть (рис. 105, 2).
207
Ьепра ОtJЛhllО
rазо8а fI
l10ристность
ПраlJuльно НеЛР(]!tlЛhНО лраоtJлыlo lIелра!JlJЛhНО Лрtl!t/ЛЬНQ
I
(3 ,,
'\ ,
С:::::: :t.: \;:::Sl
.J
а) О) О)
Непра8L/ЛЬНО ПраВиЛhНО Нелр(]8tJЛЬНО Пра8иЛЬ/1D нелраfJtlлыfJ ПраdtlЛiJН()
2)
непра8tJЛЬllО
Нелрt1!I.JЛЬIlО
-Q
Е:: I
'
::::
с:::
J)
Рис. 106. Расположение питателя 8 отливках различной конфи-
rурации
Важный фактор конструирования литниковой систе-
мы расположение питателя по ширине оформляющей
полости. На рис. 106 даны различные схемы подвода пи-
тателя, разработанные П. П. Москвиным и Ю. Ф. Иrна-
тенко.
К прямоуrольной пластине питатель должен подво-
диться с меньшей стороны (рис. 106, а), так как в про-
тивном случае сокращается время, необходимое для вы-
теснения rазов, способствуя возникновению rазовой по-
ристости. Ширина питателя близка к ширине отливки.
К отливкам типа рамки лучше подводить разветвленный
питатель (рис. 106, б), исключая лобовой удар впускной
208
струи о стержень, который мо)кет вызвать привар струи
и ИЗЛИllIНЮЮ дисперсность потока в начале заполне..
ния.
При разветвленном внешнем подводе металла к рам-
ке с узкими полостями (рис. 106, в) появляются порис-
тость И несплавление потоков как n дальнем сечении,
так и между rазветвлениями питателя. Для устранения
этих дефектов ЛУЧluе применить внутреннюю литниковую
систему с подводом питателя по касательной.
К плоским тонкостенным отливкам всеrда лучше под-
водить один широкий питатель, чем несколько питате-
лей меньшей ширины (рис. 106,2), поскольку столкнове-
ние потоков металла в полости формы создает неравно-
мерные условия заполнения, при которых возникают ra-
зовая пористость, неспаи и друrие дефекты поверхности
отливки.
В круrлой пластинчатой отливке нежелателен под-
вод металла по касате.пьной (рис. 106, д). Лучшие ус-
ловия вытеснения воздуха и rазообразных продуктов
смазочноrо материала создаются при радиальном под-
воде питателя, причем II1ирина ero должна быть не ме-
нее 0,5 диаметра отливки. Наоборот, если круrлая от-
ливка имеет центральное отверстие (рис. 106, е), то луч-
ше подводить питатель по касательной, избеrая тем са-
мым раздвоенности потока заполнения и образования
внутрснних дефектов в месте столкновения отдельных
струЙ. К коробчатым отливкам, высота Н которых зна-
чительно меныне диаметра D (рис. 106, ж), питатель
лучше подводит}) не в торцовую, а в донную часть. При
подводе в торец поток дважды меняет направление, те-
ряя кинетическую энерrию, что приводит к плохой запол-
v
няемости доннои части отливки и не дает возможности
осуществить ее качественную подпрессовку. И, наобо..
рот, если высота Н отливки превышает ее диаметр D
(рис. 106, з), лучше использовать торцевой подвод Me
талла.
Один из rлавных принципов конструирования литни-
ковых систем принцип сужения каналов от камеры
прессовапия к полости формы. Например, на машинах с
вертикальной камерой возможно нежелательное расши-
рение потока в коническом литниковом ходе. На маlIlИ-
нах с rоризонтаЛI)НОЙ камерой прессования всеrда мож-
но осуществить сужение литниковых каналов, способст-
вующее созданию устаНОВИВIlIеrося движения в питате-
8 3ак. 30
209
ле. Обычно сечение питателя имеет прямоуrольную КОН-
фИI'ураЦIIIО, а сечение подводящеrо канала трапецис
видную. Площадь fподв поперечноrо сечения подводяще-
ro канала равна fподв== (1,2+ 1,5) 'иlIТ' Высоту h подн под
водящеrо канала Е. Брунrубер предлаrает определять
по эмпирической формуле [87]:
hnoJJ.B == О t 77 V f пит .
I{ромки питателя и подводящеrо канала, выходящие на
плоскость разъема формы не должны иметь закруrлс
пий. Радиусы остальных уrлов должны быть IIС менее
1 мм. С целью предотвращсния отламывании питателеЙ
от отливки при раСI<РЫТИИ формы рекомендуетсSI делать
индивидуальные выталкиватели длн них и ПОДВОДНЩIlХ
каналов.
Расчет питателей. П итате.пь наиболее ответствен-
ный элемент ЛIIТНИКОВОЙ системы. ПJIощадь JIоперечноrо
сечения ero определяет скорость впускноrо потока, тол
щина кинеТIIКУ заполнеНIIЯ формы и возмо}кность нод-
прессовки. УдельныЙ объем металла в питате.JIе, с одной
стороны, равен отношению объема V OTJ1 + V пром отливки
С ПРОМЫВНlIками к продолжительности t зап заполнения,
а с друrой произведению V*впfПIIТ (здесь 'НIIТ пло
щадь поперечноrо сечения питателя в самом узком мес-
те) .
.
(V ОТЛ + Vпром)/tзап == vапfПIIТ.
Заменяя V OT.ТI и VlI])Ol\l отношениями масс пZoT.'1 отливки
и m пром промывников к плотности РМ сплава, получим
расчетную формулу:
!ПИТ == (т отл + тпром)/(рмv:пtзап). (136)
В целях упрощения расчета литниковой системы ре-
комендуется строить На основании теоретических расче
тов для ка}l{ДОЙ rруппы однотиIIныIx ОТJIИВUК номоrрзм-
мы, связывающие площадь fШIТ поперечноrо сечения ПIl
тателя с объеМОl\f отливки V OTJl == mотл/Рм. (включая про-
мывники) и среднеЙ скоростью V*вп впуска. 11a рис. 107
дана HOMorpaMMa, построенная Дж. rербером для отли
вок из эвтектическоrо алюминиевоrо сплава с толщиной
стенок 3 3,5 мм, заполняемых сплошным турбулентным
или дисперсно-турбулентным потоком.
Наряду с аналитическими расчетами существует ряд
практических методов расчета пит тедей. Например,
lP
960
"НО
360
2'10
120
о 40 80 120 160 200 2'10 280 320 (лит) 1111
РИС. 107. HOMOrp[)Ml\I3 для определения площади ПОПСРСЧIlоrо ссчс
пия питателя
Н. А. Шубин предложил рассчитывать fпит для отливок с
ТОЛЩIlНОЙ стенки до 5 мм и массой до 0,5 Kr по формуле
fп"т == (m отл + тпром)/(КРм),
rде К коэффициент, заменяющий произведение скоро-
сти впуска на продолжительность заполнения (табл.
26). Кроме Toro, в промышленности используется метод
расчета fПlJТ, при котором значение коэффициента К вы-
Т а б л и J а 26
Значении коэффициента К в зависимости от конфиrурации отливки
и сплава
"
Сплавы
I(онфиrурация отливки апюминие-
цинковые вые маrниевые медные
Простая 2,16 6,09 7,32 1,89
Сложная 1,87 5,25 6,05 1,63
Очень сложная 1,57 5,41 4,78 1,37
8* 211
бирается в зависимости от толщины l)oT,,'l стенки отJtив
ки и максималыlrоo давления Рпр металла в камере
прессования (табл. 27).
т а б л и Ц (l 27
Значение коэффициента К для различных сплавов в зависимости от
величин б отп И Рпр
Сплавы
цинковые
алюмшшевые
маrниевые
медныЕ:'
Р пр ' МПа
бот л , мм
1 4 4 8 1 4 J 4 8 1 4 4 8 1 4 4 8
20 40
40 60
60 80
80 100
Св. 100
3,37
1 ,69
1 ,35
1 ,02
0,68
2,70
1 ,35
1 ,05
0,82
0,54
3,04
1 ,52
] ,21
0,91
0,61
2 , 53 2 , 70 2 , 16 3 , 00 2 ,40
1 , 21 1 , 35 1 , 1 О 1 , 50 1 , 20
О , 97 1 , 1 О О ,86 ] , 20 О , 96
О, 73 О , 80 О, 65 О , 90 О , 72
0,49 О, 54 0,43 D ,60 0,48
Дальнейшее совершенствование метода коэффициен
тов основано на выборе среднеrо значения скорости
впуска, за которую принята скорость 15 м/с при среднеЙ
ПРОДО.}l)l(ительности заполнения 0,06 с. В соответствии с
этим методом значение V*вп в формуле (136) представ
лено в виде:/,
.
V вп == 15KtK2'
rде Kl коэффициент конфиrурации отливки; К 2 KO
эффициент давления.
ПРОДОЛ)КИТСЛЫIОСТЬ t зап заполнения определяется BЫ
ражением:
t зап == О,О6К з К 4 ,
rде К З коэффициент, зависящий от сплава; К4 KO
эффициент, учитывающий толщину стенки отливки.
Подставляя значения V*вп и t зап в формулу (136),
получаем, мм 2 :
lоит == 1,12 (т отл +тлроМ)/(КtК2КЗК4Рм)' (137)
Ниже приведены значения коэффициентов Kl, К2, 1(з И
1(4, полученные на основе экспериментальных истатис"
212
,
1'ичеСКIIХ исслсдованиii для отливок ооъемом до 1000 см 3
(при условии подстановки m отл и l11 пр ()м В rpaMMax, Рм
в r/CM 3 ):
ТИП ОТЛИВКИ К 1
Толстостенная простой кон-
фиrурации. . . . . . . . . о, 75
Коробчатоrо сечения . . . . 1,00
Сложной конфиrурации. . . 1, 50
Очень сложной конфиrура-
ции с ТОНКИМII f1сбрпl\lII (O,5
0,8 мм) . . . . . . . . . .
Давление, МПа
2,00
К 2
. . 2 , 50
2,00
1 ,75
1 ,50
1 ,25
1,00
До 20 . . . . .
20 40 . . . . . . . . . .
40 60
60 80 · . . . .
80 100 .
Сп. 1 00 · . . . . . . . . .
. . .
. . . . .
Сплавы
Свинцово-оловянные
Цинковые .. .,.
Алюминиевые. . . " . .
Медные . . . . . .
Сталь и чуrу 11 .
Маrннсвые . . .
К.
1 ,10
1 ,00
0,90
0,75
0,60
. . о , 45
СреДIIЯЯ толщина стенки, мм К4
До 1 . . . . . . ·
1 2 .
2 4 .
4 6. . . . . . . . . .
6 8. . . . . .
Св. 8
. . .
. . .
0,50
0,75
1,00
1 , 15
1,30
1,50
110 формулам (136), (137) подсчитывается значение
{пит для одноrо rнезда формы. Для МIIоrоrнездных форм
берется суммарное значение площади fпит всех пита..
телей и по уравнению неразрывности подсчитывается
значение средней скорости V*пр прессования:
V p V:п fПlIт/(лD р/4).
Расчет литниковоЙ систсмыI д.пп КРУПIIОI'абаРПТIIЫХ
отливок МО)I{НО вести, разбив отливку па ОТДСЛЫIЫ
участки с индивидуальным питанием [114].
Для определения площади попере'Iноrо сечения пи..
тателя можно пользоваться IIомоrраммами. I-Iапример,
по HOMorpaMMaM Э. Брунrубера fпит определяют в зави..
симости от толщины И l\1aCCbI отливки, а так)ке от ско"
рост и прессования и давления [87]. !;а рвс. 108 пред..
ставлена HOMorpaMMa для определения [пит при заливке
аЛIоминиевых и маrнисвых сплавов и показан пример
расчета по неЙ теХНОЛОI"'ических параметров ЛJlТЬЯ для
отливки С толщиной стенки 3 мм при значениях D пр ==.
==50 мм и D ц . пр == 120 мм.
Основные принципы конструирования вентиляцион
ных каналов. Вентиляционные каналы должны быть та..
кими, чтобы брызrи 11 капли сплава при рассеянии струи
не моrли бы их закупорить. Встречное движение потоков
металла и rазов в полости формы недопустимо rазы,
213
t:::> 1;:::)
С""...;) с::.:, ,-:. t..-") ,..: v") t:::::>
с '. .. . ,- ('.J (''''..........
,_ . \ I I I I ' I
...: - - ' т:.
....... r--- <"-. (- С:::у t:::..
. ) "-.J.....)........, -' "J - с...".::>
c...1::) ,. ('1'') -.t ,c(,....... ..
':::;:: I I . .J....' ,j _
."
...... 1":::::1 с::--. .
t::.) t.-:1 ..... С. r:,
",,) -J rJ < . ';/ . .I. J
I, f' -: I ' I \ . С, I
) r, \ \
t:::-
,
t::::> t::J (:::)
C::J t:::::> C:::J
-...::t t.r-) ЧJ
;,
с:::::>
I
....
с:::::. r--..,
,{)
IL: G
l.:....
C:::
::-t
.......
l...J
с::::,
--..:t-
C:::J
с::.)
""
I
I Itl\ I
\
C'j С J ....... .
t:J
<::;)
C'J
t::J
:.
с:::
(
... t
I "..
....... ,.(, tr, <t
t:J C::J с:::::,'
::::
I I
С:-, С:-..,
I j '..1
i
) '---')
I I
t .. .....
{' J
I
<.:::::.,
'\
с.-,
«-: ) ( J
.
""') . \
.;;:, С::.; ('--) '"
'.., ' ) ( j
t., _ J.
с.- , ..;J-
.. '51 r-
С'('\ '--t.,'r-.., I'YJ (- I
I 1\ I
(. ,
s..'" С''''......'
I
''1- 1-"") N
l.'(' I
".... ...........................
l' ..
t...... '--,
) tc Ч) ';' /)
I ,1 I I
с....., 'J
.. (' l." С.)
I 1, I 1
с:::;
(' J
( -
I
.......) с::::::> с:::::>
'"'t "1 C'"J
t"- , c."::)
, ..... (..J
с'С' c:.
I
.." r '1 C'.J
I
i
:t
.
I
.
I
I I
.....J- ,..,......
I
\о
I
L'J
I
t.....
C"..J
I.r)
.......
t"")
214
'0
r::\
'-:::J
е
е
@
@
<9
......
e
6)
с9
е
е
:2s
.....
:r:
==
::е
s2
t:;
::е
Q)
=
:r:
о)
t'\S
t1
t::{
О
t:
tJ::
.а
f-4
....
o
Om
Q.,t'\S
f-4t:;
0)1::
::е(.)
><:
:2S
I::g}
::S::
tJ:::r:
::S::J-.
:r:t'\S
О)::е
t:;
O)::S::
t::{
Q)
Q.,
1::
О
tJ::
t:;
t::{
t'\S
::е
::е
t'\S
Q.,
О
::е
о
:с
а5
о
CJ
:s:
р..
обладающие нсзпачительной инерцией по сравнеНИIО с
металлом, не успеют выйти из формы. Располо}кение
вентиляционных каналов зависит от характера заполне
ння. При заполнении СПЛОllIНЫМИ потоками их YCTaHaB
JIIlIJают в местах, наиболее удаленныIx от питателя или
места образования rидравличсскоrо подпора. При за
полнении дисперсными или диспеРСlIо-турБУJlентными по-
токами желательно иметь вентиляционные каналы на
всех участках заполнсния.
Вентиляционные каналы чаще Bcrl'O выполняют в
плоскости разъсма формы. ОНИ ИМСIОТ l3IIД прямоуrоль-
ных протечек, толщина ()в которых заВIIСИТ от заливас-
Moro СIlлава. В таБJI. 28 даны значения б в для различ
ных сплавов, заJIIIваемых в жидком состоянии (при за
I10Jlне1l1lИ ( OPM l>' )l\lIдко-твердым и СПJlзвам 11 зна чения ()п
MorYT быть увеJlичены в 2 3 раЗа).
т а б л и I{ а 28
Толщина вентиляционных каналов, мм
Сплавы I "п Сrtлапы "п
СВИНЦОВО-СУРЬМЯllые Ot05 0, 1 Маrниевые О , 1 o , 15
Цинковые Ot08 Ot 12 Медные О, 15 0,2
Атоминиевые О, 1 0, 12 Сталь 0,2 Ot3
Кроме плоскости разъема (рис. 109, а), вентиляционные
каналы MorYT располаrаться в специnльных вставках
(рис. 109, б) или выполняются в виде проточек на под
вижных стержнях (рис. 109, в). Ширина ВСIIТИЛЯЦИОН
ных каналов определяется делением суммарной их пло
щади fB на величину ()п.
Дли rлубоких 11 узких полостей рекомеНДУIОТ делать
индивидуальные ВСНТИЛЯЦIIОНllые каналы, проточенные в
элемснтах вкладышсЙ, которыс ДJIН этоru деJlают состав-
ными (рис. 110, а). Для уменыlенияя сопрuтивлеНIIЯ при
входе rазов в вентиляционный канал применяют проме..
жуточные трапецеидальные полости (рис. 11 О, б). Ta
кая система вентиляции снижает закупоривание каналов
дисперсными частицами расплава или Harapa [78].
Для увеличения суммарной площади вентиляцион
ных каналов рекомендуется устанавливать rазовые
фильтры, изrОТОВJIяемые из пористой !\1етал окерамики
215
"
I
., ....,...........--
/ J.'lf
J/lf
11/ ZU
........ .... "'""
Рис. 1 () . Вентиляционные каналы в ПЛОСI{ОСТИ разъема (а), на
специальных вставках (й) 11 ПОДВlI)I{НЫХ стержнях (в)
IIЛИ собранные из метаЛJllIческих пrл. В ОТ.JIIIЧIIС от про-
тuчек 01111 MorYT БыIьb установлены в любuй части форм!>],
в том ЧlIсле в rлухих поднутрениях. Иrольчатые фильт
ры обладают в несколько раз большей пропускноЙ спо
соБIlостыI,, чем фильтры, IIзrотовляемые методом метал-
локерамики. МаксимальныЙ зазор ме)кду нrлами прн
плотной их упаковке сuстаВJlяет 0,35 диаметра H['JlbI.
Диаметр иrл не ДОJI)кеll превышать 0,6 мм. ДJlЯ СIIла..
вов с повышенной )кидкотекучестыо прнмеНЯIОТ иrлы
диамеТР'JМ 0,15 мм. При раскрытии формы необходимо
продуть фильтры с)катым воздухом, который очищает и
одновременно охлаждает их.
1 .1
4 ..
, I
а)
Рис. 110. Вентиляция узких r лубоких полостеЙ формы
216
Промывники. Для уменыпения пористости отЛiIВОК
рекомендуют применять переrОНllые резервуары про..
МЫВНIIКII, В которыс попадает металл вместе с rазами,
захваченными высокотурбулентным или дисперсным 110..
током. Промывники, кроме Toro, способствуют сохране..
нию оптимальноrо тепловоrо баланса формы, особенно
при изrотовлеllИИ тонкостенных отливок из цинковых
или друrих сплавов с низкоii температурой заливки. На-
пример, при уменьшеНlI1I толщины стенки цинковоЙ от..
ливки С 1,52 до 0,76 мм требуется двукратное увели-
чение обl)сма промыIников..
Толщина соединительных каналов мс)кду оформляю..
щей полостью и промывником должна быть не меньше
O,5 l мм и зависит от назначения. Если промывник
предназначен для удаления заrрязненноrо rазами ме..
талла, то толщина соединительноrо канала составляет
0,7 0,8 толщины стенки отливки, а если ero использу..
IOT как теплоноситель, то меНЫLIе 0,4 0,5 ()ОТЛ' Соедини-
тельные каналы к ПРОМЫВlIикам выполняют так)ке роль
дополнительных вентиляционных каналов.
Место установки промывников зависит от располо)ке..
ния камеры прессования. Например, при отливке корпу"
са фотоаппарата на машине с rоризонтальной камерой
прессования с внеlllНИМ подводом питателя, ПРОМЫВНIIК
располо)кен в противополо)кном от питателя конце по..
лости фОРМI)I (рис. 111, а). При изrотовлении той )ке от..
ливки на маНIине с вертикальной камерой прессования,
требующей применения внутреннеЙ литниковой системы,
промывники помещаются симметрично с обеих сторон
отливки (рис. 111, 6). На рис. 112 показано принятое
В. М. Кайновым и В. В. Трудаевым располо)кение про..
мывников на крупноrабаритной толстостенной отливке с
неравномерной толщиной стенки, заполняемой через пи..
татель толщиной 16 мм, раСПОЛО}l{енный по длине ПОЛО-
сти формы. В такоЙ отливке отмечается падение меха-
нических свойств в зоне А, соответствующей резкому
переходу и ПОВЫIllеllИЮ rидравлическоrо сопротивления
ПОЛОСТII формы. ПРОМЫВНIIК ТОЛIЦИНОЙ 16 мм соединен
с БОJIсе узкой полостью каналом ТОЛLI ИНОЙ 0,4 0,8 мм.
Толщина веНТИJIНЦИОННЫХ каналов, идущих от промывни-
ков, 0,2 0,25 мм.
В зависимости от назна чения и места установки про-
мывники делятся на местные.и оБIl ие. Общие промывни-
ки предусматриваются при проектировании формы и МО-
217
.
..
tJ/
Ilr/l())/l" м IIf/'
'/flCll7h tpOpHM
1,!J
lJO
.J
о)
A A
"") C'-..J
Рве. 111. РаСПОJIОil{сние промывнпков при отливке I{орпуса фото-
аппарата на М:НIIlIне с rоризонталыlii (а) If вертикальной (6) ка-
мерами прессонзния
rYT располаrаться не только во вклаДЫUlах матриц II пу-
ансонов, 110 и в плитах ПОJIУформ. суммарныIй объем об-
щих промывников, предназначенных для удаления ме-
218
Рис. 112. Промывники для
толстостенной, неравно-
стенной отливки
талло-rазовuй смеСll, составляет 0,2 0,4 объема отливки,
а предназначенных для стабилизации тепловоrо режи
ма можно менять от 0,5 до 1 объема отливки. Мест-
ные промывники устанавливаются в зоне слияния двух
или нескольких потоков расплава. Они имеют неболь
шой объем (O,05 0,2 объема отливки) и предназначены,
как правило, для дополнительноrо разоrрева формы в
местах образования таких дефектов, как неслитины и
неспаи. При изrотовлении крупноrабаритных отливок
расположение местных промывников определяется в
процессе освоения издеJIlIЯ на основе метода неПОЛIlоrо
заполнения.
В мноrоrнездных формах промывники выIоJlняютT oд
новременно роль приемников металло-rазовой смеси и
теплоносителей, выравнивающих температурное поле
матриц и пуансонов. Следует учитывать, что использова
ние промывников значительноrо объема в целях реrули-
рования тепловоrо баланса формы приводит к увеличе-
нию расхода переплавляемоrо металла и должно приме-
няться только в том случае, коrда невозможно создать
направленное затвердевание отливок путем MecTHoro
охлаждения формы.
3. fЛ30СОДЕРЖАНИЕ ОТЛИВОК
Сплавы, используемые для литья под давлением, в
процессе приrотовления и заливки контактируют с ra-
зами, находящимися в атмосфере литейноrо цеха, прост
ранстве над зеркалом расплава в тиrле раздаточной пе-
чи, камере прессования машины и полости формы. Вза
имодействие rазов с металлом при литье под давлением
усиливается при повышении давления rаза над поверх-
ностью расплава.
Деrазация сплавов. Борьба снеметаллическими
включениями начинается с предупреждения процесса ак-
тивированной адсорбции, которая определяет начало хи-
Мllческоrо взаимодействия rаза с металлом: Поэтому в
период плавки, транспортирования, перелива и нахожде
ния жидкоrо сплава в раздаточной печи следует не дo
пускать соприкосновения металла и rазов. Кроме Toro,
при приrотовлеllИИ сплава ну)кно соблюдать СЛСДУЮIцие
условия:
обеспечивать максимальную чистоту шихтовых MaTe
риалов;
219
,.;
защищать шихтовые материалы 11 )I{ИДКИЙ метаJIЛ от
водяных паров;
применять химически стойкие оrнеупорные материа
лы;
использовать защитнос леrирование, например BBe
дение в алюминиевые и маrниевые сплавы внебольшом
количестве бериллия (тысячные доли процента) ;
защищать поверхность расплава флюсами и инерт
ными rазами;
применять рафИНllрование и деrазацию.
Все способы рафинирования и очистки сплавов
от неметаллических включений MO)l{HO разделить на aд
сорбционные и неадсорбционные. К первым относят фло
тацию, обработку жидкоrо металла флюсами хлористых
и фтористых солей, rексахлорэтаном, нейтральнымn ra
зами и т. д. Адсорбенты, введенные в расплав, всплыва
,от на поверхность и увлекают с собой пузырьки rазов и
частички неметаллических твердых включениЙ. Неад-
сорбционные способы деrазации основаны на быстром
изменении состояния равновесия системы метвлл rаз.
Такое воздеЙствие оказывает на жидкиЙ металл вакуум
или ультразвук. Деrазация и очистка сплавов от твер-
дых ВКЛlочений ДОЛ)l{НЫ проводиться НС только В пла
ВIIЛЬНЫХ, но и В раздаточных печах [74].
В реальных условиях плавки, транспортирования и
хранения цветных сплавов в жидком металле растворя-
ется rлавным образом атомарный водород, который об
разуется в результате взаимодействия расплава с вла
rоЙ. Так как водород адсорбируется на твердых частич
ках, процесс очистки (рафIIнирования) и деrазации
сплава является единым. На рис. 113 даны диаrраммы
остаточноrо содержания водорода и оксида А1 2 О з в алю-
миниевом сплаве системы Al Si, построенные по дaH
ным Ю. П. Пименова для различных способов рафини-
роnания (1 неочищенный сплав; 2 выстаивание при
973 1< в течение 60 мин; 3 фильтрация через стекло
ткань; 4 продувка азотом; 5 вакуумирование; б
обработка фЛIОСОМ; 7 обработка раскислителем; 8
обработка rексахлорэтаном; 9 продувка хлором). На-
иболее высокой степени деrазации достиrают при при
МСllении rnзообразноrо хлора. Однако n нрактике ли
теиноrо производстпа от примеНСIIИН хлора как деrази-
рующеrо средства отказаЛIlСЬ, так как он весьма токси
чен, а оборудование для ero использования быстро вы-
220
ходит из строя. Хорошие результаты получают при при
менении rексахлорэтана (C 2 CI 6 ), который добавляют в
расплав в виде порошка или таблеток, вводимых на дно
тиrля (до 0,2 О/о массы сплава). Предельный эффект
деrазации алюминиевых сплавов rексахлорэтаном co
ставляет 0,06 смЗ/IОО r, при начальном содержании BOДO
рода 0,14 см 3 /100 r [1].
0,43
0,4
0,3
0,2
t.,)
0,1
О
O,OOJ
0,008
0,0068
0,005 0,0060,0058
0,0050,0049
0,007
..
r:;; 0,005
C\I
0,001
012 J 45 б 789
Рис. 113. Диаrраммы содержания Н 2 и А1 2 О з при различных спосо-
бах деrазации и рафинирования
Один из простых и недороrих способов рафинирова
ния использование порошкообразных или жидких
флюсов. Последние более экономичны, поскольку повы
шают эффективность деrазации и очистки сплава от
твердых включений. Жидкий флюс добавляется в коли
честве около 1 О/О массы сплава. Для алюминиевых спла
вов прпменяют флIосы следующих составов, о/о: 1)
NaC125, NазАIF615, NaF60; 2) NaC145, Na3AIF6 15,
NaF 40; 3) NaCl 50, KCII0, Na3AIF6 10, NaF 30.
221
Для приrотовления маrниевых сплавов ИСПОЛЬЗУI<)Т
рафинирующие флюсы, состоящие из хлорсодержащих
компонентов, которые одновременно защищают сплав от
окисления и возrорания. Жидкая пленка MgCI 2 , образу
ющаяся на поверхности расплава, изолирует маrний от
контакта с атмосферой цеха. Рафинирующие свойства
TaKoro флюса зависят от способности либо растворять
мелкодисперсные частицы (пузырьки) неметаллических
включений, либо образовывать с ними химические coe
динения, оседающие на дно тиrля. Поэтому тсмперату
ра плавления флюса ДОЛ)I,lIа быть НИ}I{е температуры
плавления маrниевоrо сплава, а плотность несколько
выше, чем плотность сплава. Этим свойствам отвечаlОТ
композиции IIЗ ХJIОРИСТЫХ солеЙ эвтектическоrо ИJIII
близкоrо к НСМУ состава, например флюсы N2 2 И ВИ2
(табл. 29), приrотовлеНllые на основе карналлита. Для
т а б л 11 Il а [29
Состав ФJlЮСОВ, %, применяемы't в цехах литья под давлением для
рафинирования маrниевых сплавов
Марка NaCI+ Нераство-
флlOса MgCI КС' BaCI 2 CaF J MgO +СаСI J римыА
осадок
H 2 40 40 9 1 ,5 8 1,5
ВИ2 38 35 6 10 1 ,5 8 1 ,5
п р н м е ч 8 Н Н е. Влажность не более 2%. .
придания флюсу необходимой плотности, вязкости и по-
верхностной активности вводят хлористый барий и пла-
виковый шпат [52].
В цехах MaCCOBoro производства ЛУЧlllе использовать
не флюсы, а защитные среды типа сернистоrо анrидри-
да или шестифтористой серы. Сернистый анrидрид
успеНIIIО используют для защиты маrниевых СПJIавов от
ОКИСJIения на машинах с rорячей камероЙ прессования
[ 35] .
Наиболее распространен способ защиты маrниевых
сплавов 111естифтористой серой (SF 6 ), которая реаrиру
ет с расплавом
4Mg +.SF e == 3MgF 2 + MgS,
222
ооразуя ПJtотную ненроницаемую ЛJ1енку на ero fIoBepx
НОСТII. rIаряду с чистоii Sf"б 10ЖНО использовать rазо
вую смесь СО 2 +SF б [103J.
Эф(реКТIfВНЫЙ способ деrазации продувка сплава
инертными rазами азотом или aproHoM. В раздаточ
IIУЮ печь на дно через керамичеСКУIО трубку вводится
инсртный rаз, в ПОДlIимающиеся пузырьки KOToporo диф-
фундирует водород, наХОДЯIЦИЙСЯ в расплаве. Переход
водорода из сплава в rазовую инертную среду происхо-
дит до тех пор, пока ero парцн3лыlеe давление РН2 и
концентрация [Н 2 ] не будут соотвеТСТIЗовать уравнению
Сивертса:
[На] == kT VPH. , (138)
rде k T коэффициент растворимости, являющиЙся
функцией температуры.
Для алюминиевых сплавов, содержащих маrний, ре-
комендуют продувку aproHoM. Для повышения эффек-
тивности продувки aproH подают через пористое кера-
мическое дно тиrля [60]. Кроме Toro, широко применя-
ют фильтрацию через сетчатые фильтры из стекловолок-
на или через уrольную, шамотную или маrнеЗИТОВУIО
крошку.
Все способы адсорбционноrо рафннироваIIIIЯ имеют
один общий недостаток IIСВОЗМО)КIIОСТЬ одновреl\fен-
ной деrазации по всему обl>ему расплава. Более актив
IIыIe неадсорбционные способl>I: вакуумирование и
ультразвук, ОСНОIЗанные П3 на рушеНIIII равновесия сис-
темы металл ]"'аз по всему объему обрабатываемоrо
сплава. Однн IIЗ перспеКТИВIIЫХ способов очистки жид-
ких сплавов вакуумировапие, которое особенно peHTa
бельно в раздаточных печах в сочетании с вакуумиро-
ваllием камеры прrссоваlIIIЯ 11 q)OPMbI. При этом методе
пузырьки водорода удаЛЯIОТСЯ как путем диффузии, KO
торая ПРОИСХОДIIТ вследствие разности парциальных
давлений водорода в металле и rазовоЙ среде над ero
поверхностью, так н IIз за всплытия rазовых включений.
Условия выделения rазообразноrо водорода в раздаточ
ноЙ пеЧJI ()пределяются IIсравенством
Рн. > РВ3К + gPMHM + 2a M /r.
rде НМ расстояние от места аРО)l{дения пузырька во-
дорода до поверхности металла в тиrле; О'м поверхно-
стное натя}кение металла; r радиус пузырька. Анализ
223
Э'fоrо неравенства показывает, что эффект вакуумиро"
вания возрастает с уменьшением НМ и ам, Значение НМ
зависит от rлубины раздаточной печи, а О'м от проч..
ности пленки окислов, которая снижается флюсами. По..
этому перед вакуумированием желательно обрабаты"
вать сплав раСКИСЛЯЮЩIIМ флюсом. В табл. 30 приведе..
Таблица 30
Изменение пористости и механических свойств при рафинировании
флюсом и флюсом с последующим вакуумированием
СnЛсШ Порис ан, 6, % fJB
тость, % МПа
НеочищеНIIЫЙ 0,375 115 1 46
Обработан н ый хлористым М(lрrШIiLем 0,210 137 1 ,2 50
(0,15 M(lC. {, СI1JШН(1)
ОбработанныЙ флюсом С дсrаЗ<lIlИСЙ 0,112 162 1 ,8 52
под вакуумом
ны данные о пористости и механических свойствах от..
ливок из аЛЮМИIIиевоrо сплава типа AlSi7MgO,3, отра"
жаlощие степень насыщения металла водородом при
различных способах деrазации, показываIощие, что луч..
шее качество отливок обеспечивает рафинирование хло..
ристым марrанцем с последующим вакуумироваНllем.
Необходимая степень разрежения над поверхностью ме..
талла, по данным Е. Б. rлотова, составляет 7 14 кПа.
При продолжительности вакуумирования 15 25 мин
эффективность деrазации практически не зависит от lIа-
чальноrо содержания водорода в сплаве.
Сущность ультразвуковоrо рафинирования сплавов
заключается в том, что под влиянием промышленных
ультразвуковых частот (18 25 кrц) обрабатываемыЙ
жидкий расплав находится в зоне переменноrо давле..
ния, которое, по данным r. и. Эскипа, для алюминиевых
сплавов достиrает 50 МПа. [!од действием ero образу..
ются ПУЛЬСИРУIОll ие кавитаЦИОНlIhlе пузырьки, адсорбll"
РУIощиеся на неметаллических оксидных включениях, в
которые диффундирует водород. Затем под влиянием
процессов коаrуляции мельчайшие rазовые пузырьки
объединяются в более крупные и выходят на поверх-
ность. При длительности 10..........13 м ин эффективность
224
l '
ультразвуковом обработки, так )ке как и при llаКУУМI1-
ровании, практически не зависит от пачальноrо содер-
жания rаза. Этот метод, особенно в сочетании с ваку-
умированием, обеспечивает минимальное содержание во-
дорода в жидком металле, но требует значительных зат-
рат на оборудование. Поэтому ero целесообразно при-
менять только при производстве отливок, к которым
преДЪЯВЛЯIОТСЯ очень высокие требования по механи-
ческим свойствам, и при использовании литья под дав-
лением в вакууме или кислородноrо процесса.
Условия выделения rазов из раствора. При затверде-
вании отливки rазы, rлавным образом водород, выделя-
ясь из раствора, образуют rаЗОВУIО или rазоусадочную
пористость. Кроме Toro, соединяясь с воздухом и rазо-
образными продуктами смазочноrо материала, захвачен-
ными при заполнении, rазы заполняют так называемую
каркасную пористость, возникающую при литье под дав-
лением вследствие опере)кения роста объемной кристал-
лизации по сравнению с фронтальной.
Растворимость водорода [rI] в металлах, НС образу-
ющих rидраты (цинк, алюминиЙ, MarHlIil, медь и др.),
определяется уравнением:
19 ([Н]/ 1/РН 2 ) == А/Т В,
rде А и В ПОСТОЯННЫС величины, определясмыIc экспе-
риментально, для некоторых алIомIIIlпевыIx сплавов, их
значения приведены в табл. 31.
Таuлица 31
Значения постоянны" А и В для условий рtlСТ80рен"я rазообразноrо
водорода
АI АI+СIl2% AI+Si2% " ЛI+Si8% ЛI+Si 16%
А в А В А В А п А в
I
2760 2,79 2950 2,90 2800 2,79 3050 2,95 3150 3,00
в процессе затвердсвания металла по мере увеличе-
ния твердой фазы концентрация водорода в жидкой час..
ти сплава и ero равновесное парциальное давление Рн.
возрастают. Если Рн. превышает внешнее давление
225
/Jпп, ТО создаются условия для заРО)I<дения пузырька HU"
дорода в крнстаЛЛИЗУIОЩСЙСЯ ОТJIивке, определяемые
неравеllСТВОМ:
Рвв + Рус> Рф '20 M /r,
( 139)
r дс Рус усадочные напря)кения, опреде..71ясмыIc темпе..
раТУРПI)IМ rрадисптом; Рф давлеНIIС rазов в форме.
ВеЛIIЧlIна ПОВСРХllостноrо IНIТЯ)J\СIIIIЯ аl\I в пrравrнстве
(139) ЗllВIIСИТ от химичсскоrо состава сплава. Так, пап..
ример, в сплавах системы Al Si ам возрастает в нес..
колько раз и соответственно выделение водорода из
раствора не так велико, как в сплавах, не содержащих
кремний. С уменьшением Рф, как это происходит при ва-
куумировании, создаIОТСЯ условия для активноrо выде-
ления водорода.
Если парциальное давление водорода не превышает
значения внешнсrо давления, определяемоrо неравенст-
вом (139), то выделившийся из раствора водород начи-
нает скапливаться на rранице раздела ме)кду 'f.вердой и
жидкой фазой, а при превышении значения PII. над
Рви начинается образование rазовой пористости. Пред..
положим, что к моменту образования первоrо пузырька
водорода затвердело n rpaMMoB металла (масса отлив..
ки прннимается равной 100 r), а осталось 100 n rpaM"
мов )кидкоЙ фазы. Обозна ча н на чаЛЬНУIО концентрацию
водорода (11] 11[\11 В металле, мо)кно составить уравнсние
[Н]П:IЧ == kro V Рои n/l 00 l k ж V Роп (1 00 n)/1 00
(здесь k TD растворимость 130дорода в твердом сплаве
при температурс, близкой к T('().тJ И па рциалыIмM давле..
нии 0,1 MIl а) , откуда, ввеД51 обозначсние N == п/ 100,
представляющсе собой ДОЛЮ металла, затвердсвшеrо к
моменту образоваПIIЯ перВОI'О пузьlры<а,, получаем:
N == [kж/(k ж k To )] Х r 1 [Н]Н:lч/(k ж V PBII )]. (140)
Если N == 1, т" с. кристаЛЛlfзаЦIIЯ заКОIlЧlJлась, то обра..
30В311ие пузьlры<вB вод()рода ПСВОЗМО)I(НО. Если N:=: О,
то пористость максимальна. ВеЛИЧJlна k m / (lliН kTB)'
постоянная для ка)кдоrо сплава и не зависящая от зна..
чсний [11] Ш1Ч и Рвн, характеризует предрасполо)кенность
данноrо сплава к ПОЯВЛСНИIО rазовоЙ (водородноЙ) по..
РIlСТОСТИ. t.IeM меНЫIIе это ОТIIОlllеIlие, тем меныпе N и
тем вероятнее выделение водорода из раствора. Это ОТ-
226
ношение равно 1,056 для алюминиевых СПJIавов, 1,54
для медных, 3,25 для маrниевых. Анализ формулы
(140) показывает также, что значение N возрастает с
увеличением внешнеrо давления Рвн, Поэтому В процес..
се подпрессовки, повышающей значение РВН, условия для
выделения rазообразноrо водорода ухудшаются. Следо..
вательно, подпрессовка наиболее эффективна, коrда
начало ее действия совпадает с началом выделения ra..
зов, т. е. с началом затвердевания. Из этоrо МО)l{НО сде-
лать вывод, что в условиях В3КУУМНРОВ31111Я формы за-
ливка ЖIIДКО Т13СрДЫМ сплавом IIС оБССПСtlИТ максималь-
Horo э(рqJекта подпреССОВКII.
4. КАЧЕСТВО ОТЛИВОК
Оценка качества. Качество отливок, изrотовленных
литьем под давлением оцениваIОТ в основном ПО точно-
сти размеров, шероховатости поверхности, пористости и
механическим свойствам. Точность размеров и шерохова-
тость поверхности мо}кно определить обычными метро-
лоrическими способами. Кроме Toro, для отливок под
давлением, имеющих такие дефекты, как неслитины,
неспаи, следы оксидных пленок, следы соединения струй
и потоков и друrие, широко используется оценка в бал..
лах. Например по четырехбалльной шкале:
балл 1 .. повreрХНОСТL неровная со следами струй, неслитин, неспаев
11 оксидных пленок, выходящих на поверхность;
балл 2 поверхность слеrка шероховатая со следами струй и
потоков;
балл 3 поверхность rладкая с очень слабыми следами струй
и потоков;
балл 4 поверхность r.падкая, явных дефектов нет.
Неровность поверхности в результате Toro или иноrо
дефекта не должна превышать O,2 O,3 мм. При разра..
ботке чертежа отливки, предназначенной для литья под
давлением, допускается простановка на соответствую-
щих поверхностях обозначений lпероховатости с указа-
нием технических условий на дефекты поверхности.
Хорошая поверхность в ряде случаев не может слу-
жить показателем BHYTpeHHero качества отливки. Если
для БОРI)Бl)I С П()РПСТ()СТI)IО НУ)КIIО увеличивать продол-
)l{итеЛI>НОСТЬ заПОЛНl'I1IIЯ, что позволяет ЛУЧIllС вентили-
ровать полость формы, то для устранения дефектов по..
верхности, наоборот, следует сокращать продолжитель..
227
ность заполнения, повышая скорость потока, температу..
ру формы и темп работы машины. Поэтому выбор и
расчет технолоrических ре)I{ИМОВ зависит от требования,
предъявляемоrо к качеству поверхности. I;a рис. 114
показано изменение температуры Т по rлубине h фор..
т,к
773
б7J
573
'-173
373
273
873
77З
б7J
573 1 2 3
7З
З7З
273
О 8 16h,H/1
а)
о
8 lб h,/'1 н
о
8 16h,I1M
о)
в)
Рис. 114. Изменение температуры формы в зависимости от толщины
отливки И продолжительности литейноrо цикла
МЫ для отливки из алюминиевоrо сплава толщиной 1,25
(а), 2,5 (6) и 5 мм (8) В зависимости от темпа работы,
выраженноrо продолжительностью ол.ноrо литейноrо
цикла [3]. Температурное поле и влияние ero на качест..
во поверхности отливок из алюминиевых сплавов иссле..
довалось на трех режимах: при продолжительности цик"
ла 30,45 и 60 с (кривые 1,2 и 3 соответственно). Вид..
но, что увеличение продолжительности литейноrо цикла
значительно снижает температуру формы. Наилучшее
качество поверхности получаlОТ ври температуре поверх..
НОСТII формы перед заливкоЙ 593 К) при температуре на
rлубинс 20 мм не менее 473 К.
Пористость отливок можно оценивать количественно
и качественно. Из различных методов качественной (от..
носителыIй)) оценки пористости наиболее широко при..
меняется пятибалльная шкала ВИАМ, предло)кенная
М. Б. Альтманом и И. Ф. Колобневым на основе обра..
228
Т а () JI 11 Ц а 32
Оценка пористости по шкале ВИАМ
Балл порис- d, мм N,% Б[!лл 1'0. d, мм N, %
ТОСТИ п, ШТ. рИСТОС1И п, ШТ.
1 5 0,1 90 4 20 0,5 70
0,2 10 1 ,0 30
2 10 0,1 80 5 25 0,6 60
0,2 20 1 ,о 30
1 ,5 10
3 15 0,3 80
0,5 20
ботки производствеНIIЫХ данных (табл. 32). Каждому
баллу пористости соответствуют значения диаметра d
пор, общеrо количества n пор на 1 см 2 и процентное со-
деР)I<ание N пор раЗЛИЧНОI'О диаметра. В ряде случаев
эти оценки не позво.пЯIОТ четко классифицировать иссле-
дуемую отливку. Например, как отмечает А. А. Хомиц
кий, если из десяти пор девять имеют d === О, 1 мм, а одна
0,2 мм, то по процентному соотношению пор (90 и
10 о/о) отливка соответствует I MY баллу, но по общему
количеству пор она должна быть отнесена ко 2 MY бал
лу [72]. В связи с этим А. А. Хомицкий предлаrает за
основной показатель при определении балла пористости
отливки брать допустимую суммарную площадь Р}:
всех пор, видимых на 1 см 2 ШJIифа или рентrеноснимка.
В табл. 33 дана предлаrаемая шкала пористости. Неза-
висимо от общеrо количества пор их Р}: дЛЯ каждоrо
из пяти баллов оrраничена определенным значением, в
т а б .ТI И I L а 33
Оценка пористости по суммарной площади Р}: пор
--. .-...s ........... ......-. ....,...... ....' ...r.A8., .....r
Балл порис- d max ' мм птах' ШТ. F}:. мм 2 d}:, ММ
стоети
1 0,2 1 0,051 0,255
2 0,2 2 О , 126 0,4
3 О 5 3 1,44 1 ,35
,
4 1 ,О 6 7,46 3,08
5 1 ,5 3 13,25 4,1
229
соотвеТСТВlI1I с ЭКВlIвалснтным суммарпыM Дllаметром,
квадрат KOToporo определястся по формуле
d 2 d 2 ,12 2
== n . 1 + n2,"2 + . . . + nmaxdmax,
rде nl, n2, ..., п-тах количество пор соответствснно ди..
аметром d 1 , d 2 , ..., d max .
Для количественной оценки пористости используется
метод rидростаТllческоrо взвешивания, основанный на
том, что если принять плотность воды 1 r/CM 3 , то раз-
ность масс от ЛIIВКII, ВЗВСIllСННОЙ на воздухе 11l'от.тт. И В
воде 11l' OT.Тf, равна обl>ему ВhIтеснснной воды, а значит,
11 объему отливки. Соответственно искомая ПJIОТНОСТЬ
POT.II, r/cM 3 , отливки равна:
, /У ' /( , " )
Ротл == т отл отл == moтл moтл moтп .
Процентное с()дер}кзнне пористости П ОТ : 1 В отливке оп..
редслиется cpaBHeHIICl\1 с эталоном плотностью Р:эт, не
I1меIОЩИМ пористости:
П == [(Рэт РОТ.l)/РЭТ] 100.
В качестве эталона рекомендуется применять образцы,
отлитые в кокиль и прокованные на кузнечном прессе.
МО)I{НО теоретически рассчитать rm по химическому ана..
лизу эталонноrо образца. Например, для сплава, хими..
ческий состав KOToporo и плотность химических элемен..
ТОВ, даны в табл. 34 объем V T условноrо эталонноrо об..
разца массой 100 r составляет:
V Эт == V A ) + VSf + V Cu + VFe == 88,74/2,7 + 6,65/2,35 +
+ 4,3/8,94 + 0,31/7,86 == 36,209 см3,
а те()ретическое значение плотности эталона Рзт===
== 100/36,209 == 2,762 r/cM 3 .
т а б л If Ц а 34
Химический состав алюминиевоrо сплава этаnонноrо образца
Со)I ржанне, Плот- Содержа - Плот
Элсмент ность, Элемент нне, мас. J10CТl)
ма с. % r/cM' % r/cM'
АЛIОМИНИЙ 88,74 2,7 Медь 4,3 8,94
Кремний 6,65 2,35 Железо 0,31 7,86
.
230
в процессе плавки и раздачи аЛЮМl1ниевых сплавай
в металлическом тиrле происходит насыl,снIIсc распла-
ва железом, измеНЯlощее массу и расчстную плотность
отливки. Для ЛИКВидации 1I0rреШНОСТII следует при OIl
редеЛСIlИИ I1UрИСТUСТII 3ймеНIIТЬ значение Рат знаЧСНIIСМ
р'зт, которое соответствует плотности образца, с содер-
жанием Fe, равным содержаНIffО ero R ОТЛIlБКС. rl0ДСЧИ
тывастся значсние Р'3Т по формулс
p == PST .1/(1 + 0,02 [Fe]) r/см З ,
rде [Fe] разность между содер)канием железа в Ис
следуемой отливке и эталонном образце, О/о.
Механические свойства отливок рекомендуют опре
делять на образцах, отливаемых в форме вместе с от..
ливкой или отдельно от нее, имеющих толщину, равную
толщине стенки литой детали. Элементы отливки па
нельноrо типа моделируют стандартными плоскими об
разцами, предназначаемыми для испытания на разрыв,
металл подводится с одноrо торца с выходом в промыв-
ник У противоположноrо, который должен обязательно
соединяться с атмосферой вентиляционным каналом.
На рис. 115 показано расположение образцов, приrод..
ных для моделирования тонкостенных отливок [14].
Образцы в виде пластин предназначены для peHTreHo-
rрафических исследований. А. Е. rаевским и друrlIМИ
,
---о
1,2 мм 4
8
1,2 мм
150
11
B} 1, 2 ",м ;
M"
....J
т
0,85 пм
20 мм
20/<11-1
'.:t
t---..
1. r; ,..,,.,
1, r; ,.,м
Рис. 115. Размеры и расположение образцов в форме
231
/) > [;
УС'1'3IIоnлено, что м ханическис своиства n Gольшои СТе-
пени зависят от раСI10ЛО)l(ения образцов в форме
значеНlIЯ ан дли раСПОЛОJкеННLIХ вБЛИ3II от IIlIтатслн на
10 15 О/о выше, чем для максимально удаленных от
места впуска. Различие механических своЙств образцов,
раСIlоло)кенных па различном расстоянии от места
впуска металла в форму, отмечено также С. П. PO)l{HO-
вым при исследовании свойств отливок из жидкотвердых
.'iO п п
50 i ! L.- ': 50
t I
1,5
...;t- A A
for)
015
с;:) fi5
fo) '-t")
t..,.,
\'-.8
Б б
15 !п
5 5 ,c i
t I
п) /1) В) ,") и)
Рис. 116. Образцы для механических испытаний
сплавов, причем значепия <Тв для образцов, заливаемых
жидко твердым сплавом, измеНЯIОТСЯ тем СlIльнее, чем
больше содержание твердой qJазы в СПЛ:1ве: при увели-
чении содержания твердой фазы с 20 до 40 О/О (тв умень-
шается на 25 30 о/о.
Для изучения механических своЙств отливок часто
применяют образцы специальноrо назначения, отливае-
мые вместе с отливкой (рис. 116) а для оценки проч-
ностных свойств В диапазоне ТОЛIЦИН отливки 0,5
15 мм; б для изучения влияния на механические свой-
ства числа поворотов потока (он имеет трапецеидаль-
ное сечение и восемь поворотов на 90 О); в имеет по-
вороты на 45 о и 2 то )ке на 180 о. Образсц iJ пред-
ставляет собой стандартные образцы круrлоrо сечения
[ 55] .
Тенденции изменения механических свойств в зави-
симости от типа сплава ЛУЧl11е Bcero выявляются на ос-
нове статистическоrо анализа. Выполнив такой анализ
232
Т а б л н Н а 35
Изменение статистически характеристик оп и б [62]
Тип сплава Пока - s S2 V x
затель х
AlSi 12 Он 43 21 38 65
б 40 19 38 24
AISi7MgO,3 Ов 55 5 21 147
б 48 23 38 43
AlSi9Cul,4MgO,6MnO,5 оп 48 16 29 59
б 35 29 47 12
для rрупnы аЛЮМIIНIIСI3ЫХ спла130I3, П. И. ПУIllмаUIСВ ус-
тановил, что наибuлее сIIлыIсc IIЭМСНСНlIС средних ари(р-
МСТIIчеСКIIХ х значениЙ <1u 11 О наблюдастс}! у сплава ти-
па ЛISi7МgО,3 (табл. 35). Коэффициент виРНС1ЦIlII V x
составляст 147 О/о для ан и 13 О/о ДJlЯ О. УстаНОВJlСНО так-
)ке, что степень уменьшения среднсrо квадратическоrо
ОТКJIонения S 11 диспеРСIIИ 52 у сплава типа AlSi 12 са-
ман мсны1ая,' следовательно, он наиболее ПрlII'оден для
стаТlIстичеСКОI'О анализа механических своЙств.
Влияние смазочноrо материала на пористость отли"
ВОК. rазовая пористость отливок увеличивается за счет
rазообразныIx продуктов, обраЗУIОЩIfХСН при испареНIfИ
и сrораlIIIИ смаЗОЧllоrо НОКРЫТIlЯ. rазотворная способ-
ность ero очень велика для различных типов, по дан-
ным В. Н. Зеленова и в. rI. Козлова, она мсняется от 100
до 1000 cM 3 fr (рис. 117, а). Степень влияния смазочноrо
материала на rазовый рс)ким формы В. Н. Зеленов
предлаrает оценивать КРlIтерием Z, который представля-
ст собой отношение объема V r rазов, выделившихся при
IIспареllllИ и сrорании материала, к объему V B воздуха,
находящеrося в полости формы. .l\'\O)l{HO рассматривать
I<ритерий Z как отношение удельноrо объема V r rаза,
выделившеrося с единицы площади поверхности ПОJlОСТИ
формы, К удельному объему V ll воздуха, заКЛIочеlIноrо в
элементе полости [27]:
Z =з: V r/V в == Vr/V B == 2б см р см r СМ Т ф/( б отл т м), (141)
rде ()СМ и РСМ соответственно толщина и плотность
смазочноrо покрытия; Т('М rазотворная способность
смазки в I1нтервале температур ТФ ТМ'
233
r cп ,CN1jz
100{)
500
о
а)
'(;117 CNY'
'/50
500
250 ,
100
О
О} 0005 О}ОО! 0,002 6СI'1/00ТЛ
д)
Рис. 117. Содержание rазов R смазочных материалах различных
составов (а) Jt изменение критерия Z (6)
Значение Z увеличивается по мере увеличейия влия
нин смазочноrо материала на rазовый ре)ким (рис. 117,
б). Область ПОД кривой Z == 0,1 характеризует HecYlltecT
венное влияние смазочноrо материала на rазовыЙ РС)I(ИМ
q)OPMbI. Для литья под давлением с вакуумированисм 113
анаJlиза (I)ормулы (141) следует, что уменьшение возду-
ха в полости формы требует пропорциональноrо YMeHЬ
шения r CM или ()СМ' ДЛЯ равностепноЙ отливки из алю
МlIниевоrо сплава справедливо выра)кение:
Z == Ратмдсмrём/(ростдотл), (142)
rде Риет остаточное давление воздуха в ПОJIОСТИ фор
мы.
Из выраJl(ении (142) СJlедует, что вероятная область
критерия Z при умеНЫllении OTHOIllCHIHI ()С'М/()ОТЛ пропор
ционаЛI>на повыIllениюю ОТНОlllения Ратм/Рпст' Для умень-
llIeHIIH значений Z требустси YMeHbIllelllle Тем ИЛIl бе\lr
Эти выодыы справеДJlИВЫ и ДJlИ КИСЛОРОДIIUI'О процесса.
CJlCJlOBaTeJlbHO, uакуумированис и кислородный процесс
будут эффективны и обеспечат получение отливок с Ma
лым содержанием пористости только при правильном
выборе режима нанесения смазочноrо покрытия и ero
состава. l1:а рис. 117, б видно, что лучшие смазочные
материалы ТС, rазотворнан способность которых ТСМ не
превышает 200 cM 3 /r,
231
Объем rазов, образующихс5t в полости q>OpMbI при
термодеСТРУКЦIIИ, должен учитываться при определении
параметров вентиляционной системы. Формулы для рас..
чета суммарноЙ площади fn 13снтиляционныIx каналов,
приведенные в rл. IV, выведены ДJIЯ rидродинамических
и тепловых условий удаления из формы rазовой смеси,
по составу подобной воздуху. Для такоЙ смеси В. Н. Зе..
ленов предлаrает рассчитывать значение удельноrо Mac
cOBoro расхода qr rаза по следующей формуле:
Qv == [р тотл Т M/(PM Т фt)] (1 --l Z), (143)
rде р 1: усредненное значенис суммь! плотностеН rазо..
вой смеси В полости формы; t ПРОДОЛ)КIIтельность ис..
течения rазов из формы, равная ПРОДОЛ)l{ительности за..
полнения.
Формула (143) выведена для модели отливки мае..
сой m отзу , предстаВЛЯIощей по конфиrурации диск диа..
метром D и толщиной ()ОТЛ' по всему периметру которо"
ro в плоскости разъема имеется вентиляционный канал
толщиноЙ ()п. Необходимая суммарная ПЛОII адь flТ'
см 2 , веllТПЛS1ЦIlОННЫХ I<апалов, треБУIощаяся для полно..
ro удаления rазов из полости формы, определяется вы-
ражением:
fH == 6,4. 1 O 5 (тотл/t) (1 + Z).
ОТНОLLIение площади fn реально ВОЗМО)l{НЫХ по кон"
струкции формы вентиляционных каналов к расчетно
необходимоЙ площади fH является критерием веIlТJIЛИ"
руемости формы и обозначается индексом В:
В.== fJ fB.
Критерий вентилируемости В характеризует ту долю ra-
зовой смеси, которая может быть удалена через вентиля-
ционные KaHaJlbI и фильтры в период заполнения формыI.
Тот объем rаза, который не может быть удален из поло..
сти (рормы, неизбежно захватывается потоком ЗЙПОЛIIС"
ния И образует rазовую пористость В отливке. Плот..
ность Ротл отливки, допуская, что усадочIlыIe процессы
компенсируются подпиткой в перIlОД подпрессовки,
можно определить по уравнению
POTJI == Рэт == (Т м/Тф) (1 + Z) (1 В) (РКР/РПОД) (Рэт p ),
( 144)
235
{ дe ЗТ эtалонная пл, тность материала ОТЛИВКИ; PJ\p
критическое давление истечения rазов из формы; р'
IIJIOTHOCTb rазовоЙ смеси, сжатоЙ )(авлением подпрессоIЗ-
ки. Уравнение (144) позволяет определить плотность OT
ливки при известных значениях Z и В, а также при за
данном значении давления РПОД подпрессовки. Величина
(Тм/Т ф) (1 + Z) в уравнении (144) Характеризует объем
rаза, находящеrося в полости формы в процессе заполне-
ПНЯ ее расплавом; величина (l B) долю rаза, заме-
IJlaHIIOro в металл отливки; OTlIollleIlIle Рнр/Рнод степень
умсньшения объема rазовой смеси в отливке под давле..
lIие1\1 подпрессовки.
rазы в камере прессования. При литьс на машинах с
холодной rоризонтальной камерой значительное влияние
на пористость отливок оказывает объем rазов, находя
щихся в камере прессования. Так, например, в отливке
блока цилиндров автомоБилыIrоo ДIЗиrателя, отлнваемо
т а б л. и 1 L а 36
"лия иие rазов камеры прессования и полости формы на
rазосодержание отливки [30]
Объем тазов. см'
Содержа
И СТО'I ник rа:юп ние тазоп
в ОТJlИfше.
содержа- удаJlяемых остаnших - см:! / l О О r
lЦИХСЯ при заПОJl- ся в ОТ-
нешJИ Jlивке
Камера прсссования 3500 1800 1700 10,5
Полость формы 6000 5300 700 4,5
И Toro 9500 7100 2400 15,0
Объем rазов,
Камера прессования 37 19 18
Полость формы 63 56 7
Итоrо 100 75 25 -----
I I
236
to Нз сплава типа AlSi8Cu 1 ,5МgО,4МпО,4, 2/3 rазом no
падают в металл из камеры прессования. Общий объем
rазов в отливке массой 16,2 Kr составляет 2400 см 3 . При
этом количество rазов, захваченных в полости формы,
составляет лишь 700 см 3 (табл. 36).
Захват rазов в камере прессования объясняется воз-
никновением волны в металле при резком изменении
скорости перемещения пресс-поршня после перекрытия
заливочноrо окна. Например, при отливке блока автомо-
бильноrо двиrателя на машине мод. DMKtl-2000 фирмы
Wotan (Фрr) скорость изменялась от 0,2 до 3 м/с. Ис
следования показали, что опережающая волна металла,
возникающая при резком изменении скорости прессова-
ния (точка А на рис. 118, а), перекрывает вход в лит
никовую систему, захватывая значительный объем rазов
в металл, заполняющий форму. Для ликвидации захвата
rазов в камере прессования фирмой Biih1er (Швейца
рия) применена новая система прессования, получившая
s
s
Ar
r
о
.-
t
t
' . =:I:8J
\ k:I:8iJ
L . <:::]
:: ,,:]
c:L1:' 1"': 7:'7 .. '''] cer::"": :'::::: ]
О)
5)
Рис. 118. Схема захвата воздуха в камере прессования машины
при обычной системе пеРСМСlцения пресс поршня (а) и при системе
«Парашот»
237
Название систеМа «nарашот» (что означает «параболо-
образный выстрел»), в которой за счет специальноrо
клапана осуществляется перемеlll,еIIие преСС ПОрШllЯ по
параБОJlИЧССКUМУ закону, JIИКВНДИРУЮll ему резкое по
вышение скорости и образование волны в камере прес-
сования (рис. 118, б). В такой системе металл у входа в
литниковыЙ канал ПОДНlfмаеТС5J n последнюю очередь, а
rазы полностью выIесIIяютсяя 113 ,<амеры прессования
через полость формыI 11 веНТlIляционные каналы до Ha
чала заполнении. fIримеllение cllcTeMhI «llapaIIIOT» поз
ноляет также ЛИКВlIдировать неблаrоприятные последст
вия раСШИРЯIОЩИХСЯ литнпковых систем, I{'DTOPIJIC рента-
бельны в МIIоrоrllездных формах. В настоящее время
система «Парашот» используется во МIIоrих конструкци-
ях машин фирмы Bi.ihlcr и друrих фирм.
rазосодержаНие И ПОрИСТОСТЬ ОТЛИВОК. При оценке
качества отливок по шкале БИАМ или по суммарноЙ
площади F т. пор можно устанавливать зависимость
между содеР)l{анием rазов, плотностью и баллрм порис-
тости. В табл. 37 для сплава типа AlSi9,51VlnO,35MgO,3
показано пропорционаЛI)ное повышение rазосодержанпя
и СIIII)кснпе плотности ЛIIтоrо метаЛJlа по мере IfЗМСIIС
ния балла пористости.
т n u л JI I n 37
Изменение rазосодержания и плотности аJJюминиевоrо СПJJава по
баллам пористости [70]
Балл пористости rазосодсржание, см' /1 О О r
Плотность, r/CMI
1 О,З5 0,40
2 0,40 0,65
3 0,65 1,OO
4 l l ,3
5 I ,3 2,6
2,652 2,669
2,656 2,658
2,642 2,645
2,632 2,640
2 , 556-----2 , 589
Для опрсделсния общеrо и ПРОЦСlIтноrо содеРЯ{311l1Я
rазов в ОТЛИВI\3Х ИСПОЛЬЗУIОТ мстод ваКУУМIIОЙ экстрак-
ЦИИ, заКЛЮЧ3IОЩИЙСЯ в расплавлснии исслсдуемоrо об-
разца с объемным анализом состава rазов. Например, в
rазоанализаторе конструкции Л. А. rаспаряна ПРlIме-
нялся способ анализа rазов на основе низкотемператур-
ной конденсации. rазоанализатор имеет муфель 1 (рис..
119), в который в кварцевой колбе 3 вводится фарфоро
вая лодочка 2 с образцом. Колба связана с трубкой ra-
238
зоанаЛllзатора через ВUДUUХJlа}кдаСМУlО муфту 4. После
включения вакуума при открытых кранах K 2, K 3 и K 4
происходит проrрев образца до 393 К и паrрев до
1043 К в элеКТРОПСЧII 13 кварцевоrо сосуда 5 с оксидuм
меди, а в печи 10 HarpeB в сосуде 7 аКТИВИРО13анноrо yr-
f : "
'-J
,')
.
, 1 ,
/U ....<: ..
11, I
f )
/} !'.! 11 10 < '; ,;,
J () .
!J r:
t:I
1 '! 8 12! Ь \Q :с.:
Рис. 119. rазоаllаЛIlЗt.1ТОР Д,,1Я ЦlIlIКОllЫХ 11 3JIЮМНlIIIСВЫХ сплавов
ли до 623 К. Затем открыIаIотсяя l pallbI K 5, K 6, K 7 11
кран K 8 MaCJIHHOrO манометра 8. После расплавлении
образца кран K 2 закрывается и дальнеЙшее вакуумиро
вание осуществляется за счет охла}кдеllllЯ активирован
Horo уrля. Для этоrо сосуд 7 помещен в дюар 9 с )I{ид
ким азотом. Водяные пары на IIзоrнутом участке труб
ки б КОН;lI.енсируются, так !{ак трубка помещена в дюар
12, наполненный смесыо cyxoro льда с ацетоном. Объем
водяных паров подсчитывается по падению давления.
При замене дюара 12 дюаром 11 с жидким азотом в
трубке б конденсируется уже не вода, а уrлекислый rаз,
объем KOToporo так)ке определяется по падению давле
иня в манометрс 8. Водород и ОКСИД yr лерода реаrиру
ют с OKCHДO I меДII в сосуде 5. С()) сr)l{анис азота оп ре..
дсляется как разнuсть MCil\JtY оБЩIlМ КОJlIlЧССТI3UМ rазо13
11 КОJIIIчеСТ130М 130ДЯIII)!Х паров, уrЛСI\IIслоrо rаза, lЗодоро-
да 11 ОКСIlда уrлеродз. Ilu количеству азuта IlОДСЧIIТЫВ3-
етсн uбъем воздуха, пuпавшеrо в отливку IIЗ ПОЛОСТII
формы.
В таб"ТI. 38 приведсны рсзультаты анализа rазов в
различных ('С'чсниях от ЛIIВКИ IIЗ цинковоrо сплава типа
ZпА14Сu 1, получаемой в обычных условиях литья под
.
давлением и при вакуумировании до остаточноrо давле
39
Т а б л и ц а 38
Содержание и состав rазов в разных сечениях отливки
Состав, %
Сечение от- Содержание,
липки см 8/1 О О r N. Н. СО
При литье без вакуумирования
1 11 ,7 75 25
2 19,9 86 14
3 21,2 64 32 4
4 20,2 81 19
Кокильная отливка 3,41 31,7 45,7 22,6
При литье с вакуумировзнием
1 12,2 21 62 17
2 13,2 23 68 9
3 12,3 6 53 41
4 10,0 32 68
ния В полости формы 70 кПа. Для сравнения дано rазо
содер)кание аналоrНЧIIОЙ отливки отлитоЙ В кокиль. При
"ТIитье под даВJIением без вакуумирования rазосодер)l(а
ние ОТЛИВКII примерно в 2 раза больше, чем при
вакуумировании, и зависит от места взятия пробы OKO
ло ПрО .1ывника (сечение 1) rазов в 2 раза меньше, чем
вблизи от питателя (сечения 2 4). При вакуумирован
ном литье среднее rазосодеР)l(ание отливки снижается
почти в 2 раза н раСllределение rазовой пористости по
отливке становится равномерным, причем определяемые
rазы представляют собой продукты сrорания смазочно
ro материала это подтверждается данными табл. 38
(снижением содер)кания N 2 и повышением содер)ка-
ния СО).
Влияние технолоrических режимов на плотность и
пористость отливок. rлавными пара метрами, влияющи
ми на кинетику заполнения и тепловые условия, при пос-
тоянной температуре металла и формы являются CKO
рость впуска и скорость прессования, связанные между
собой уравнением неразрывности. Поэтому изменение
скорости прессования, часто используемое в практике
литья под давлением для получения оптимальноrо теп
ловоrо ре)l(има, влечет за собой изменение скорости
240
u
впуска, нарушающее rидродинамическии режим запол-
нения и вызывающее брак отливок. Изменение давления
металла в камере прессования за счет изменения диа-
метра камеры тоже может привести к повышению или
понижению скорости впуска вследствие изменения отно-
шения Fпр/fпит, нарушая кинетику заполнения.
10
I
I
I
10 I
а)
J)
ДI
I
Рис. 120. Вкладыши формы для отливки образцов различной тол-
щины
Для отливок простой конфиrурации допустимо иссле-
дование влияния режимов литья под давлением при
постоянных размерах питателя. Для изучения влияния
на пористость каждоrо технолоrическоrо параметра в
u
отдельности, а также для установления оптимальнои
взаимосвязи между ними следует применять формы с
переменным сечением питателя. Вкладыши формы для
TaKoro исследования показаны на рис. 120: а предназ-
начен для изrотовления трех образцов толщиной 2, 4 и
6 мм, б для трех образцов толщиной 6 мм и в для
одноrо пластинчатоrо образца толщиной 10 мм. Форма
имеет сменные вставки для изменения площади fпит по-
перечноrо сечения каJКдоrо питателя в пределах от 9 до
270 мм2 при изменении толщины бпнт от 0,9 до 8 мм.
Имея перечисленный выше набор сменных вставок и
u
вкладышеи, можно, изменяя скорость прессования в ди-
апазоне 0,25 1,15 м/с, проводить заполнение формы
при скоростях впуска 0,7 150 м/с (табл. 39).
С целью сохранения объемной скорости заполнения
полость каJКдоrо образца соединена с индивидуальным
промывником, причем сумма объема Vобр образца и
объема V пром промывника постоянна для образцов раз-
9 ЗrlК. 30
241
Т а б л п u а 39
Варианты сочетаний размеров питателей и образцов
..
0= E
. =g. 0::Е
о:: =('1) :с ..
Q-' :r V пр V вп
c. Q)C(
... c. c.('I)
CI3 Q)
... = сс.
... = ом 8'8
:а с =21 ..
::
о :а r:::{ :s 20::
OQ-'
С. С. o с.=
Q) Q) с;= Q)= м/с
у= ::Ecu
('1)" :5 (f):r
О =;:s C)
:t Q.. :ro ...: Q..u
1 1 9 1,15 150
2 0,9х 10 1 9 0,7 100
3 1 8 0,5 60
4 1 12 0,35 40
5 2 24 0,5 30
6 2 24 1 60
7 1 ,2х 10 2 24 30' 60' 90 0,25 10
, ,
8 3 36 0,5 20
9 3 36 1 30
10 3 36 1 , 15 40
11 2,Ох 15 3 90 0,5 10
12 3 90 1,15 15
13 3, 5х 15 3 159 0,35 2,5
14 3 159 1 10
15 6,Ох 15 3 270 1 5
16 3 270 90 0,35 1 ,5
17 3 270 0,5 2,5
18 6, ОХ 75 1 450 0,27 0,7
19 8,Ох75 1 600 75х 10 0,5 1
20 1 600 1 2,5
личной толщины. Соответственно продолжительность
t обр заполнения каждоrо образца определяется выраже-
нием:
t обр == (V обр + Vпром)/(fпитf)вп).
Таким образом, на основании рассмотренной методи
ки исследования можно установить зависимость плотно-
сти отливок от скорости впуска при постоянном отноше
нии бпит/б отл , и одной И той же продолжительности за-
полнения. Сохраняя неизменной скорость впуска можно
определить, как влияет продолжительность заполнения.
Аналоrичные зависимости можно получить при различ
ных режимах вакуумирования формы, а изменяя отно-
шение бпит/б отл , можно изучать влияние режимов под-
прессовки.
242
На рис. 121, а приведены кривые изменения плотно
сти образцов в зависимости от скорости впуска в диа
пазоне скоростей прессования 0,7 1,1 м/с, обеспечива-
ющих продолжительность заполнения 0,04 0,065 с.
При таких скоростях прессования возможна заливка со
скоростью впуска от 10 до 100 м/с. Видно, что с повы
fJО5р,Z/СН З
2,73
1
2
3
2,71
2 l б9
10
за
SO 70 V/л,,.,/с о
а)
20 Увп,I1/С
о)
Рис. 121. Изменение плотности образцов толщиной 2 (кривая 1),
4 (кривая 2) и 6 мм (кривая 3) в зависимости ОТ скорости впуска
шением скорости впуска плотность возрастает и, следо-
вательно, снижается rазовая пористость. Наиболее ин-
тенсивно плотность возрастает в интервале значений
15 50 м/с, так как в этом интервале происходит изме-
нение кинетики заполнения сплошной турбулентный
поток сменяется дисперсным или дисперсно турбулент-
ным. Чем толще стенка отливки и меньше отношение
БПlrт/Ботл, тем выше дисперсность потока заполнения. По
этому плотность образцов толщиной 6 мм возрастает
менее интенсивно, чем образцов толщиной 2 и 4 мм.
В диапазоне изменения V вп от 50 до 100 м/с плотность
почти не меняется. Следовательно, незачем применять
заливку со скоростью впуска свыше 50 м/с, тем более
что, чем выше скорость, тем быстрее смывается смазоч-
ное покрытие и сильнее привар сплава к форме. На
рис. 121, б показано изменение плотности образцов тол-
щиной 2, 4, и 6 мм в диапазоне небольших скоростей
прессования при продолжительности заполнения до 0,1 с
и скорости впуска 2,5 40 м/с. Наблюдается общее сни-
жение плотности и особенно в диапазоне значений Vвп
20 25 м/с (т. е. при критических скоростях), которое
9* 243
объясняется ухудшением тепловых условий подпрессов
ки, так как продолжительность заполнения образцов
превышает допустимое расчетное значение.
Изучение влияния степени вакуумирования на пo
ристость показывает, что вакуумирование рентабельно
для тонкостенных отливок. Например, при остаточном
давлении Рост==25 кПа пористость образцов толщиной
2 мм составляет 0,2 О/о, а образцов толщиной 1 О мм
0,6 О/о. в толстостенных отливках при этом методе наб
людается выделение rазов из раствора, усиливающее
rазовую пористость. Поэтому оптимальная толщина CTeH
ки для цинковых отливок 1 2, алюминиевых и маrние
вых 1 ,5 2,2, отливок из медных сплавов 2 3,5 мм.
rЛАВА VII
ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ
ТЕхнолоrИЧЕскоrо ПРОЦЕССА
1. ОПТИМИЗАЦИЯ ПАРАМЕТРОВ ЛИТЬЯ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Использование методов математической статистики
для оптимизации технолоrических режимов. Для выяв
ления количественных данных о степени влияния тех
или иных переменных параметров (факторов) на качест
во продукции литья под давлением используют MaTeMa
тические методы планирования эксперимента. Сущест
вует два пути оптимизации режимов. Первый класси
ческий реrрессионный анализ, базирующийся на резуль
татах пассивноrо эксперимента. Второй дисперсион
U U U
ныи И реrрессионныи анализ, основанныи на планирова
нии эксперимента [36]. В первом случае предполаrают,
что исследователь наблюдает за неуправляемым про
цессом или ставит эксперимент, основываясь на удобст
вах ero проведения. Во втором исследователь меняет
условия опыта в соответствии с математически обосно
ванным проrНОЗ0М активный эксперимент. Он позво
ляет при минимально возможном числе опытов подучить
максимальную информацию о качественном и количест
венном влиянии параметров литья под давлением на по
ристость, механические и друrие свойства отливок.
Задача оптимизации технолоrических режимов решается путем
построения физической модели процесса, в которой каждая пере
244
менная состояния выражается как функция переменных управления:
}'} == " (Х., Х 2 , · . · , Х n ), (145)
rде У; переменная состояния, j== 1, 2, ..., т; X i переменная уп-
равления, i== 1, 2, '.', n. Целев'ая функция F зависит от совокуп-
ности У ; и X i :
F == F (У l' У 2'. · · , у т; Х l' Х 2'. . · , х п) . (146)
Подстановкой уравнения (145) в уравнение (146) можно ис-
ключить значения У j и получить целевую функцию О, выраженную
только через значения Х i:
О==О(Х 1 , Х 2 ,. · · , Х n ).
Если решается задача изучения объекта, можно оптимизировать
несколько функций. Если же решается задача оптимизации техно-
лоrических параметров, оптимизировать можно только одну целевую
функцию. Число переменных па раметров неоrраничено, но увеличе-
ние их числа усложняет математическую обработку результатов
эксперимента. Очень важно соблюдать принцип независимости па
раметров они должны в'арьироваться В таких пределах, чтобы
не затраrивать друrих переменных факторов. Все переменные пара-
метры, так же как и показатели качества отливки, должны иметь
численное выражение (для показателей качества допустимо изме-
рение в баллах).
Оrраничения на переменные состояния и упра вления записы
ваются в виде уравнения:
R p (У 1 , У2'. · · , у т; Х 1 , Х 2 , · · · ,Х n ) .
== Qp (Х 1 , Х 2 , · · . , Х n )'
rде R р ---- функция оrраничения, выраженная через Y j и X i ; р==
== 1, 2, "', v Q р ---- функция оrраничения, выраженная только через
Х i. Таким образом, окончательная задача сводится к оптимизации
целев'Ой функции G при оrраничениях Q р == О.
Оптимизация эксперимента по определению теХНОJlоrических
режимов. Рассмотрим пример оптимизации эксперимента по выбору
параметров литья под давлением rруппы однотипных отливок, от-
ливаемых на однотипном оборудовании. Назначаются показатели
качества отливки: У 1 плотность, У 2 ---- шероховатость (баллы ка-
чества) поверхности, Уз (Jв, у4----б (относительное удлинение);
у 5----Н В. Выбираем основные переменные параметры процесса, от
которых зависит качество отливок: Х I скорость в'пуска; Х 2 ---- дав-
ление металла в камере прессования, Х З ---- температура заливки
металла, Х 4 температура формы, Х 5 ---- продолжительность ВЫ-
держки отливки в форме. Определяем нижний и верхние пределы
незз висимых переменных.
В табл. 40 дана матрица планирования полноrо факторноrо эк
сперимента с пятью независимыми переменными, варьируемыми на
двух уровнях. В таблице минимальному значению фактора соот-
ветствует (----), максимальному ---- (+). Диапазоны переменных па
раметров выбираются так, чтобы любое сочетание их Mor ло быть
реализовано в данной форме и на данном оборудовании. Нижний
диапазон параметра Х 1 назначается из условия получения четкоrо
контура отливки, верхний ---- из условия приварив'ания впускной
.
245
Таблица 40
атрица планирования 9ксперимента
Факторы (независимые лере с3 Факторы (независимые лере-
f-- f--
Э менные) :а менные)
с: с
о о
Q. Q.
cu cu
:1 Ха Х. Х. Х 4 Ха :1 Ха Ха Ха Х 4 Ха
о
:с
1 ---- ---- ---- ---- ---- 17 +
2 + ---- ---- ---- ---- 18 + ........ +
3 ....... + ---- ---- 19 ---- + ---- +
4 + + ........ ---- 20 + + ---- +
5 ---- ---- + ---- ---- 21 ---- + ---- +
6 + ---- + ---- 22 + ---- + ---- +
7 ---- + + 23 + + +
8 + + + ---- 24 + + + ---- +
9 ---- ---- + ---- 25 ---- + +
10 + ---- ---- + ---- 26 + ---- ---- + +
11 + ---- + ---- 27 ---- + ---- + +
12 + + ---- + ---- 28 + + + +
13 ---- ---- + + ---- 29 + + +
14 + + + 30 + + + +
15 ---- + + + ---- 31 + + + +
16 + + + + ---- 32 + + + + +
струи. Диапазон измерения параметра Х 2 целесообразно брать Ta
ким, чтобы исследовать возможность и эффективность подпрессов
ки. Минимальная температура металла (Х з ) выбирается из усло-
вий заполняемости, а максимальная оrраничивается rазонасыщен-
ностью сплава. Нижний предел температуры формы (Х 4 ) оrраничен
стойкостью материала вкладышей, а верхний темпом работы ма-
шины. Минимальная продолжительность выдержки отливки (Х 5 )
определяется продолжительностью затвердев'ания пресс остатка.
максимальная ---- rорячеломкостью сплава.
Обработка результатов полноrо факторноrо эксперимента ме-
тодами математической статистики дает возможность вычислить
коэффициенты реrрессии в уравнениях общеrо вида:
Уl,2, . . .,5 == Во + B1X 1 + В 2 Х 2 + ВзХ з + В 4 Х 4 + В Б Х 5 +
+ В 1 ,2 X1X2 + В 1 ,3 Х1ХЗ + В 1 ,4 X1X4 + BI ,5Х1ХБ + В 2 ,3Х2ХЗ +
+ В 2 ,4 Х2Х4 + В2,5Х2ХБ + ВЗ ,4 Х З Х 4 + В 1 ,2,ЗХIХ2ХЗ +
+ В 1 ,2,4XIX2X. + 81 ,2,5XIX2X. + В 1 ,з,4ХIХЗХ4 + 82 ,4,5Х2Х4ХЪ +
+ 83,4 ,5ХЗХ4ХБ + В 1 ,2,3 ,4ХIХ2ХЗХ4 + В 1 ,2,3 ,5ХIХSХЗХЪ +
+ 8. ,2,4,5XIXSX4Xtt + 81,3,4 ,SХ 1 Х З Х 4 Х Б + 82 ,з,4,5Х2ХЗХ4ХЪ +
+ 81 ,2, . . . ,5 Х 1 ,2, . . . ,5.
246
Эта математическая модель приrодна для оптимизации режимов
литья, предусматривающих максимализацию одноrо из пяти по-
казателей качества отливки, например плотности или шерохова-
тости поверхности. Если к отливке предъявляются высокие требо-
в'ания и по плотности и шероховатости, т. е. по показателям с про-
тивоположным влиянием на них переменных факторов, то подби-
рается компромиссное решение.
Решение практических задач оптимизации режимов литья под
давлением на основе методов математическоrо моделирования име-
ет смысл только в том случае, если обеспечивается необходимая
точность решения зада чи. Точность математической модели, лин й.
ной относительно коэффициентов реrрессии, приведенной к виду
у == ВоХ о + В lX 1 +... + в kX k, определяется точностью искомых коэф.
фициентов и может быть найдена по формуле [58]:
8 == ( I РО I + I Рl I +. · · + I РА I )/( I Во I + I В 1 1 +. · · + 1 ВА I )
r де е ---- степень точности математической модели; Pi (i== О, 1, ..., k)......
поrрешность определения коэффициентов реrрессии B i (1-0, 1, ....
k) .
r лавной причиной низкой точности реrрессионных моделей
является не ошибка 8' определении независимых переменных и
параметра У, а плохая обусловленность информационной матрицы.
Для повышения точности реrрессионных моделей необходимо np<r
водить предварительные эксперименты по уточнению коэффициен-
тов В i И использовать математические методы ада птации ДЛЯ
периодическоrо их уточнения.
Математические модели оптимизации технолоrнческих режимов.
Рассмотрим пример математическоrо планирования эксперимента по
оптимизации технолоrических параметров крупноrабаритной ОТЛИВКИ
из сплава типа AlSi9 Мп 0,4 Mg 0,3. Исс.ледовалось влияние скорости
впуска X I , и rазосодержания СПЛав'а Х 2 на плотность ОТЛИВКИ У
при постоянной температуре заливки Т эал ==973 К и постоянной тем-
пературе формы Т ф ==453 К. Для количественной связи переменных
X I , Х 2 и У определялись коэффициенты парной корреляции (табл.
41) .
Т а б л и ц а 41
Коэффициенты корреляции между параметрами питья [21]
Кодиро-
Натуральный лараметр ванный У Х 1 Х.
лараметр
Ilлотность отливки У 1 ----
Скорость впуска Х 1 0,104 1
rазосодержание сплава Х 2 o , 783 0,244 1
Значение коэффициентов свидетельствуют об отсутствии линей-
ной связи между факторами Х 1 и Х 2 , а также между У и Х 1 . Тесная
связь отмечается только между плотностью отливки У и содержа-
нием в ней rазов Х 2 . Анализ корреляционных отношений показы-
вает, что факторы Х 1 и Х 2 необходимо включать в уравнение ре..
rрессии. Коэффициенты множественной корреляции и детерминации
247
свидетельствуют о том, что м изменение плотности обусловлено на
70 О/О действием факторов Х I и Х 2 И лишь на 30 о/о влиянием друrих
факторов. На основе данных табл. 41 установлена линейная связь
между показателем качества У, скоростью впуска и rазосодержа
"ием:
у == 2,663 + 0,0036Х 1 + 0,0022Х 21
из которой следует, что плотность отливки увеличивается при по-
вышении скорости впуска и уменьшается с повышением содержания
rазов в металле. Повышение скорости впуска на 1 О/О приводит к
повышению плотности на 0,012 О/о, а повышение содержания rазов
на 1 о/о снижает плотность на 0,04 О/о. Минимальные значения rазо-
содержания находятся 8' пределах изменения скорости впуска 8
12 м/с.
При исследовании мноrофакторноrо процесса литья под давле-
нием отливок из алюминиевых сплавов типа AlSil2, АlSi9МпО,4
l\'\gO,3 и AlSi8Cu 1,5МgО,4МпО,4 Н. Ф. Мухаметжановым был
применен математический метод случайноrо баланса [48]. После
обработки результатов предварительных экспериментов было выяв
лено, что на плотность отливок У наиболее существенно влияют
давление подпрессовки X 1 , rазосодержание сплава Х 2 , площадь по
перечноrо сечения питателя Х з , толщина стенки отливки Х 4 и CKO
рость прессования (продолжительность заполнения) ХБ. По.пучен
ное уравнение реrрессии имеет следующий вид:
у == 1,509 + О,43Х 1 0,364Х 2 0,255Х з + 0,67Х 4 + о ,23Х б .
Адеква тность уравнения проверена по критерию Фишера. Для кор-
ректировки коэффициента реrрессии при значении переменной Х з
были определены поправочные коэффициенты: 0,8 для rруппы отли
БОК размером до 80 мм и 1,5 для отливок размером свыше 250 мм.
С. П. Рожнов и друrие провели оптимизацию эксперимента по
..ТIитью под давлением ЖИДКО-Т8'ердоrо алюминиевоrо сплава. Был
проведен полный факторный эксперимент типа 24 при варьировании
факторов на двух уровнях. Изменялись содержание твердой фазы
X 1 (10 40 0/0), температура формы Х 2 (333 393 К), скорость впус
ка Х З (6----10 м/с) и отношение толщины питателя к толщине отлив
ки Х 4 (O,5 1). Получены следующие уравнения реrрессии для по
казателей качества О'н, РОТЛ И ПОТЛ:
о"в (О, I МПа) == 19,91 0,594Х 1 1 ,43.Х 4 + 0,644Х 1 Х 4 +
+ 0,806Х 2 Х з + О, 544Х 2 Х 4 ;
РОТ Л (10 З r/см З ) == 2689,63 7,61Х 1 11 , 694Х 4 + 5,219Х 2 Х 4 ;
ПОТ Л (%) == 3,78 + 1 ,О86Х . 0,364Х 2 О, 772Х 1 Х 2 0,829Х 2 Х 4 +
+ 0,341Х З Х 4 О, 356Х 1 Х 2 Х з .
Анализ уравнений показал, что наиболее существенно на качество
отливок влияют содержащаяся В' заливаемом сплаве тверда я фаза
и толщина питателя. Для выявления влияния скорости впуска на
Он и РОТЛ был поставлен дополнительный факторный эксперимент
типа 25, в котором был расширен интервал варьирования скорости
впуска (6 40 м/с) и добавлены такие факторы, как давление в
камере прессования Х 5 и режим смазывания формы Х б . Температу
ра формы сохранялась постоянной и состав'ляла 373 К. Нижний
уровень фактора ХБ был принят равным давлению аккумулятора
248
(30 МПа), верхний мультипликации (80 МПа). В результате
было получено для значения О'в следующее уравнение реrрессии (в
безразмерных переменных):
ОВ == 19, 55 1 ,269Х 1 + О, 516Х 4 О, 93Х& 1 t 16Х 6 ,
из KOToporo видна существенная роль смазочноrо материала при
заливке сплавом с различным содержанием твердой фазы. Сниже..
ние прочности при изменении давления в камере прессования
показало, что продолжительность срабатывания мультипликации
машины, используемой для эксперимента, превышает технолоrичес..
ки допустимое значение не обе печивая действ'ие подпрессовки в
форме. В то же время влияние скорости впуска Vвп в обоих экспе..
риментах оказалось незначимым. Поэтому для уточненияи влияния
V вп на ОВ отливки были поставлены дополнительные эксперименты,
в которых изменялись значения Vвп от 20 до 60 м/с для трех видов
сплава: жидкоrо, с содержанием твердой фазы 20 и 40 о/о. Оказа
лось, что при наличии твердой фазы увеличение Vвп до 40 м/с
ПQЧти не сказывается на величине О'в, а при повыениии V811 с 30 до
60 м/с при содержании твердой фазы 40 О/О наблюдается резкое
повышение значения ОВ с 200 до 240 МПа. Для жидкоrо сплава,
наоборот, прочность снижается с повышением скорости впуска.
Таким образом, уточнение коэффициентов реrрессии путем допол..
нительных экспериментов позволяет установить оптимальные техно..
лоrические режимы при литье жидких и ЖИДКО-1'вердых сплавов.
Р. М. Калишем и друrими на основании корреляционноrо aHa
лиза было установлено, что пористость отливок из аЛЮМИНhев'ых
сплавов влияет на механические свойства образцов. Из расчетов,
сделанных ЭВМ для образцов толщиной 3 и 8 мм, следует что
влияние пористости на величину О'в составляет для образцов тол..
щиной 3 мм 46 о/о, а для образцов толщиной 8 мм 32 о/о. Влия
ние пористости на удлинение б для образцов толщиной 3 мм
13 о/о, 8 мм 39 О/о. Таким образом, оказалось, что пористость
влияет на механические св'ойства только на 13 46 О/о. Влияние
остальных факторов зависит от расположения и размеров rазовых
включений, а также от наличия оксидных и друrих неметаллических
включений.
При решении на ЭВМ задач оптимизации параметров процесса
литья под давлением, описываемых парными и мноrофакторными
взаимосвязями, для выбранной проrраммы, позволяющей описать
исследуемый процесс полиномом l ro порядка вида У==В о +В 1 Х 1 +
B 2 X 2 +...+B k X k , помимо определения параметров полинома и про-
верки ero достоверности по критерию Фишера определяется досто-
верность коэффициентов реrрессии по критерию Стьюдента [61]. Рас-
считывается множественный коэффициент корреляции, детермина
ции, эластичности, а для оценки выборки на закоррелированность
факторов рассчитывается матрица парных коэффициентов корреля
ции. По этим критериям оценивается качество обрабатываемой ин
формации, а также адекватность уравнения реrрессии описывае..
мому процессу.
2. СТАБИЛИЗАЦИЯ ТЕхнолоrИЧЕскоrо ПРОЦЕССА
Причины нестабильности процесса. Изrотовление от..
ливок BbICOKOrO и стабильноrо качества возможно толь..
ко при оптимальном сочетании переменных технолоrи..
249
ческих факторов литья под давлением таких факторов,
как скорость прессования, давление, температура метал
ла, температура формы, режим смазывания формы и Ka
меры прессования. При вакуумировании, кислородном
процессе или каком либо друrом процессе замещения
воздуха в форме к перечисленным факторам добавля-
ются rидродинамические режимы удаления rазов из по-
лости формы.
ПОCJIе определения оптимальноrо сочетания
факторов на основе математически обоснованноrо
эксперимента встает вопрос о поддержании их в допус
тимых пределах, так как практика литья под давлением
показывает, что даже при настройке оборудования на
оптимальный режим отливки не имеют стабильноrо Ka
чества.
Т,К п
103 12
10
б8З 8
6
663
2
О
О 1 2 3 5 6 i,'1 1 1,2 1,3 Упр,Н/С
а) 5)
Рис. 122. Нестабильность температуры металла в раздаточной печи
(а) и скорости прессования (6)
Рассмотрим некоторые причины нестабильности Ka
чества отливок на примере исследования, проведенноrо
В. А. Черновым и В. Я. Невзоровым для отливок из
цинковых и алюминиевых сплавов. На рис. 122, а при
ведена кривая изменения температуры Т м цинковоrо
сплава в раздаточной печи в течение 6 ч одной рабочей
смены [77]. Температура замерялась через каждые
5 мин. Видно постепенное снижение температуры через
3 ч после начала смены, связанное с добавлением чушек
сплава. Затем температура сплава повышается на зо
40 о вследствие снижения интенсивности пополнения.
Нестабильность температуры в раздаточной печи вызва..
на также нарушением автоматическоrо термореrулиро-
v "
вания в связи с низкои стоикостью термопар поrруже-
ний. На рис. 122, б приведена кривая плотности распре..
250
деления значений скорости пресс поршня машины мод.
71107 Тираспольскоrо завода литейных машин
им. с. М. Кирова. Кривая построена по результатам 70
замеров при неизменном положении вентиля расхода
рабочей жидкости. Видно, что скорость прессования
представляет собой случайную величину, колеблющую-
ся относительно HeKoToporo среднеrо значения 1,35 м/с.
Вероятность Toro, что величина Vпр окажется в пределах
1,3 1,4 м/с, равна 0,67. Но даже такие пределы не смо-
rYT обеспечить стабильноrо качества отливок, так как,
во первых, изменение Vпр на 0,1 м/с может привести
изменению скорости впуска на 2 3 м/с и соответствую-
щему изменению кинетики заполнения, Bo BTopы,, при
v
этом произоидет изменение продолжительности запол-
нения, нарушающее тепловые условия заполнения и под-
прессовки.
Кроме температуры металла и скорости прессования
на стабильность качества влияет температура формы,
которая зависит от стабильности темпа работы машины,
режимов охлаждения (или HarpeBa) и смазывания. Ис
следования В. А. Чернова и В. Я. Невзорова показали,
что изменение температуры формы от цикла к циклу
имеет синусоидальный характер. При установившемся
тепловом режиме формы и равномерном темпе работы
машины изменение амплитуды колебаний температуры
формы будет постоянным, обеспечивая стабилизацию
качества отливок. Режимы смазывания влияют как на
тепловой баланс формы, так и на rазосодержание и
пористость отливок. Наиболее стабильно качество отли-
вок при смазывании формы перед каждым циклом. Но
такой режим приводит к излишнему охлаждению по-
верхностных слоев формы, которое сопровождается ухуд-
шением качества поверхности отливок. При предвари-
тельном подоrреве смазочноrо материала отмечается
уменьшение числа дефектов поверхности и стабилиза-
ция качества поверхности отливок. Рассмотренные при-
меры показывают, что для стабилизации технолоrичес-
Koro процесса литья под давлением необходимо автома-
тическое реrулирование случайных отклонений пара-
метров, основанное на их постоянном контроле.
Основные принципы стабилизации технолоrических
параметров. Определение закономерностей влияния ста-
бильности процесса на качество отливок необходимое
условие разработки систем автоматическоrо управления
251
технолоrическим процессом (АСУТП). Под стабильно..
стью какоrо либо технолоrическоrо параметра понима..
ется то, что он находится от цикла к циклу в заданном
интервале с принятой вероятностью [45]. Мера ста..
бильности бi параметра X i в i M цикле работы машины
определяется как отклонение параметра от заданноrо
(или от среднеrо) Х значения, выраженное в процентах:
б i == [(Х ---- Xi)/X) 100.
Рассмотрим при мер исследования стабилизации технолоrических
параметров, выполненноrо А. А. Мандриком для rруппы корпусных
иеравностенных деталей унифицированноrо компрессора (табл. 42).
Т а б л и ц а 42
Характеристика исследуемых деталей и литниковых систем
12 ..
......
0=
==(,) са
== ==
:1(,) .а
o t;
t:;: са
Масса, 8. с " ::Е
:1:
Наименование rабарwr, мм Сса::Е (J
Kr :си :.: .
.а .. са ::Е ::Е
8:t:=== ::Е ::Е (J
ca ::E ......
ga:l .. ..
о==.а ::: о..
t:;:t:;:(f) t:: ==
с:"'= ео::Е t:
00.. IQ ::Е ......
Картер низ 5,5 314 х270х 159 825 12 110 2,54
Картер верх 4,2 314 Х 265 Х 119 705 14 110 2,54
Блок цилиндров 5,35 302х265х 115 480 15 80 1 ,44
rоловка 3,25 295х277х67 460 12 80 2,54
· Минимальная толщина б отл стенки для всех отливок 5 мм.
Качество отливок оценивается по плотности РОТ 11, которая оп
ределяется rидростатическим взвешиванием, и состоянию поверх-
ности по 3-м катеrориям: rодные, брак с допущением и брак
(табл.43).
Основное требование к исследуемым отливкам rерметич-
ность. Было установлено, что отливки, больше 50 О/о поверхности
которых поражен «морозом», спаями, имеющие раковины и тре-
щины, неrерметичны. Поэтому они отнесены в брак. Отливки с не-
значительными недоливами и дефектами поверхности были при
знаны rодными по rерметичности.
Статистическая обработка за ме ров средней скорости VXOJl
холостоrо хода и отклонения ее &VX01l от среднеrо значения в за
висимости от оборотов N реrулятора скорости для машины мод.
ЛН 3404 завода «Сиблитмаш» показа..1Jа, что мера стабильности
скорости fJ; х о л находится в пределах 5 1 О о/о и достиrает мак-
симума по абсолютной величине при N == 2 об. Изменение N от
252
Т а б л и ц а 43
Характеристика состоянии поверхности отливок
Поверuость
Признаки
Балл
rодная, удовлетворяет
служебным требованиям
Отсутствие поверхности дефек-
тов
1
Незначительные поверхностные 2
дефекты (мороз, спаи) на неответ-
ственных участках (<;;:25% поверх-
ности отливки)
Поверхностные дефекты (мороз, 3
спаи) на неответственных участках
(до 50% поверхности)
Незначительные недо-
nивы декоративных эле-
ментов Н дефекты на от-
ветственных участках
Поверхностные дефекты <25%
поверхности
4
Поверхностные
50% поверхности
дефекты ---- до
5
I
Брак
По поверхностным дефектам
>50% поверхности
6
По rерметичности
7
'2 до 10 об. почти не влияет на VXOJl' Поддержание стабильности
-скорости при полном открытии вентиля достиrается постоянстВ'ом
да вления.! аккумуляторе. На рис. 123, а приведена зависимость
V XOJl и L\VXOJI от давления Рак рабочей жидкости в аккумуляторе
при N == 8 об., показывающая, что при изменении Рак "! 16 О/о (от
12 до 10 МПа) среднестатистическое значение скорости VXOJI холос
Toro хода пресс-поршня изменяется на 22 О/о (от 1,4 до 1,1 м/с).
При заполнении формы металлом в результате rидравлических co
против ений в камере прессования, литниковых каналах и полости
формы скорость перемещения пресс-поршня существенно снижа-
ется. При N == 8 об. скорость уменьшается на 16 О/о, а при N ==
0,5 об. на 31 О/о. в период включения подпреССОВ1<И, которая на
машине мод. ЛИ 3404 осуществляется сбросом противодавления из
wтоковой полости цилиндра прессова ния, значение скорости прес-
сования Vпр и отклонение L\v пр от этоrо значения определяются
положением переключателя клапана на шкале линейки L (рис.
122, б). Значение Vп р меняется от 1,14 при отсутствии подпрессовки
(L==500 мм, t под ==2,5 с) до 1,19 м/с (L==200 мм, t аод -=О,57 с).
253
Соответственно плотность Рота отливок возрастает с 2,67 ДО
2,72 r/CM 3 . Возрастает и качество поверхности. При отсутствии под-
прессовки весе отливки бракуются по rерметичности (6 и 7 й баллы
по табл. 43), а при максимальном действии подпрессовки все отлив-
ки оценены 2-м баллом качества поверхности. Анализ качества OT
V хол ,н/с fJотл,z!СI1 J VПR'Н/С
2, 700 1'1
,
1,3
2, б 75
',2
0,9 12 11 Рак,tfПа 2,650
1,1
а) vпp
200
....... ........ 1 1
................
........
300 "00 {, нн
0,57 0,58 0,60 t nод,С
5)
Рис. 123. Изменение статистических характеристик значений Vхол (а)
и Vпр (6)
ливок детали типа «rоловка при N==8 об. и t под ==0,57 с показал,.
что оптимальной зоной работы является 1,13-<: V п р-<:1,21 м/с, т. е.
пр == + 3,42 О/о. Влияние температуры Т Ф формы на значение
V пр оказалось незначительным и описывается ур ав нением Vпр ==
==0,0001 Тф+1,158. Более значительно влияет на Vпр температура
т м заливаемоrо металла и продолжительность t ц литейноrо цикла.
При жестких условиях стабилизации Т м ==935+948 К и t ц ==
== (166::1:11) с зону скоростей удается расширить до 0,87 vп р
<0,99 м/с, что СООТВ'етствует бvпр== + 6,45 о/о. Таким образом, ужес
точение уровней Т м и t ц позволяет уменьшить влияние нестабиль-
ности скорости прессования и значительно уменьшить количество
дефектных отливок.
На плотность и' качество поверхности отливок кроме paCCMOT
ренных параметров влияет количество заливаемоrо металла. Это
влияние следует учитывать не как влияние массы зали аемоrо ме-
талла, а как влияние расположения efo в камере прессовзния, оп-
Rеделяемое для каждой модели машины максимальным ходом
Sпр пресс-поршня. На рис. 124 показано влияние Sпр на Рота
и качество поверхности отливки, выраженное в количестве n штук
Toro или иноrо балла качества. Оптимальный интервал значений
Sпр, соответствующих количеству заливаемоrо металла, (384,5:::!:::
254
P тA' 2/С"']
о
2,700 о
2,675 8,5 8,5
2,650
375
350 360 370 380
п,шт. D ' jj оаЛА Кl1честВ(J
2 и.
1%1 J и
5
4
J
2
1
0350
360
370
380
Рис. 124. Зависимость плотности и качества поверхности отливок
от SПР
+ 8,5) мм варьирует с точностью + 3 О/о. Следовательно, такую же
точность должен обеспечивать дозатор. При меньших значениях
SПР качество отливок ухудшается.
3. РАЗРА ОТК АСУТП.ЛИТЬЯ ПОД. ДАВЛЕНИЕМ
Математическое обеспечение АСУТП. В основу математичес-
Koro обеспечения АСУТП положены методы распознавания образов
для выбора решений как в реальном масштабе, так и при подrотов-
ке системы к работе на базе предварительноrо расчета или опти
мизации переменных параметров процесса литья под давлением.
Примером детерминированной системы выбора решений может
слу)кить алrоритм контроля усилия запирания по давлению в rид
роцилиндре, который сводится к распознаванию одной или He
КО..'lьких ситуаций реализаций изменения давления в период за-
пирания формы [29].
На рис. 125 представлены три возможных варианта построе-
ния зависимости p-----t. Если в полость формы попал облой (рис.
125, а) рычаrи запирающеrо механизма машины не полностью
выпрямляются и подвижная плита останавливается раньше в'ремени,
несмотря на увеличение до максимума давления в rидроцилиндре
(рис. 125, б). Коrда запирание произошло, ЭВМ должна определить
является ли правильным усилие запирания, величина KOToporo про
порциональна ординате АВ (рис. 125, в).
Определяющие параметры процесса скорость и давление
прессования. Недетерминированный характер связей между этими
параметрами и показателями качества отлив'ок обусловливает при
менение статистических методов распознавания. Для выбора качест-
BeHНblx решений используется статистическое решающее правило
по максимуму апостериорной вероятности (формула Бейеса для
.случая нескольких rипотез). Задача сводится к идентификации
.анализируемоrо параметра работы машины с эталоном заданноrо
255
t t t
р р р
t----+- t 8t
а) 6) 8)
Рис. 125. Изменение даwления в rидроцилиндре механизма запи
рания формы
множества. Расчет ведется по всем n признакам, по которым про..
исходит распознавание, и по m классам, т. е. возможным техно-
лоrическим решениям для данной операции контроля или реrулиро..
вания:
р (Aj/8j) Р (A j ) Р (8}/Aj) / [ { l Р (А;) Р (8}/А;)] ·
Р [Aj/(8}. 82)] Р (Aj/8}) Р (82/ Ад I [ l Р (A i /8}) Р (82/ Ад ].
......................... .
P[A i /(8 1 , 82'.. ., 8 j )]==P[A i /(8 1 , 82'. · ., 8j 1)]X
Х Р (8j/A,) I { / [A i /(8}. 82' · · · . 8j l)] Р (8 j /A 1 )}.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
P[Ai/(81' 82'...' 8n)]==P[Ai/(81' 82'...' 8n 1)]X
Х Р (8n/ А ;) I { l Р [A i /(8}. 82" · · · 8n })] Р (8 n /А,)}.
Здесь P(AiIB i ), P[Ai/(B., В 2 )], ..., P[Ai/(B., В2, .,., Вn] последо
вательно рассчитыв'аемые апостериорные вероятности принадлеж
ности отливки к i MY классу; P(A i ) априорная вероятность i ro
класса, которая соrласно постулату Вайеса может быть принята
равной для всех классов решений, т. е. P(A i ) == 11т; P(8 j IA i ) услов-
ная вероятность наличия I{OHKpeTHoro j ro признака в классе т.
Простой характер расчета требует значительноrо машинноrо вре-
мени. Для ero сокращения используются методы теории информа
ции.
Качество распознающей системы АСУТП определяют объемом
и представительностью выборок, служащих для ее обучения. Эту
задачу решают с использованием оптимизированных технолоrичес
ких данных о процессе литья под да в'лением. Очень важно, чтобы
математическая модель процесса автоматическоrо реrулирования
256
параметров работы машины устанавливала'минимальное количеств
переменных, включаемых в уравнения реrрессии.
По продолжительности возмущения и восстановления заданно-
ro режима переменные параметры литья под давлением можно-
разделить на две rруппы. К первой rруппе относятся параметры,
требующие длительноrо восстановления (до нескольких десяткоВt.
циклов): температура металла, температура камеры прессования,
температура формы и условия взаимодействия металла с поверх-
ностью камеры прессования и формы (теплофизические и смазыва-
ющие свойства смазочноrо покрытия, толщина и степень ero рас-
пределения). Например, за время простоя 5 мин температура формы,
снижается на 1000, вызывая резкое снижение качества поверхно-
сти отливок. Вторая rруппа переменных скорость и давление
прессования, которые, в свою очередь, имеют переменные фазы в
пределах одноrо литейноrо цикла на стадиях перемещения металла
в камере прессования, заполнения и подпрессовки. Отклонения этих
параметров от цикла к циклу невелики и,. по данным А. С. EBce
ева и А. М. Баранова, составляют 6 О/о (20]. При условии работы в.
установившемся теплов'ом режиме формы такие отклонения практи-
чески не сказываются на качестве отливок. Но при незначительных
отклонениях от тепловоrо режима они приводят к появлению дефек-
тов в виде недоливов, неслитин и пористости. Расчеты на ЭВМ
показали, что r лавными переменными, определяющими качество от-
ливок по пористости и внешнему в'Иду, являются температура формы,
и скорость прессования. При понижении температуры формы ка-
чество отливки можно компенсировать повышением скорости прес-
сования. И наоборот, при отклонении температуры формы в сто..
рону повышения от установившеrося режима знак корреляции
между скоростью прессования и качеством отливок изменяется на
обратный (отрицательный) . Следовательно, для снижения вероят-
ности получения брака по пористости необходимо снизить скорость
прессов.ания. Эта взаимосвязь переменных параметров может ис-
пользоваться при разработке АСУТП лить;! под давлением, осно"
ванных на компенсации температурных отклонений изменением ско-
рости прессования.
При построении более полной математической модели АСУТП
в основу ее MorYT быть положены уравнения реrрессии, св'язывающие'
параметры отливки, например массу и толщину стенки, с парамет-
рами формы и машины. При такой связи скорость прессования за-
меняется соответствующими ей значениями скорости впуска, а
тепловой режим формы значениями температур металла и фор-
мы и продолжительностью охлаждения отливки до момента ее.
удаления [61].
Техническое обеспечение АСУТП. Основное требование, предъ-
являемое к техническому оснащению процесса литья под давле-
нием, управляемоrо ЭВМ, полная автоматизация всех операций
посредством элементов, связанных в единый комплекс с единой
системой управления. Можно выделить следующие элементы так 0-
ro комплекса: машина, раздаточная печь, дозатор, устройство для
термостатирования формы, манипуляторы для съема отливки, сма..
зывания и обдувки формы, транспортно-охлаждающее устройство
для передачи от ливQк на обрубочный пресс, пресс для обрубки лит-
ников и облоя. При разработке АСУТП указанный комплекс реко-
мендуется дооборудовать реrуляторами важнейших параметров
процесса [29]. Реrулятор разrона и запрессовки обеспечивает лами-
251'
нарное движение металла в камере прессования, стабилизирует ско-
,рость впуска и снижает rидравлический уда р. Реrулятор подпрес..
совки обеспечивает необходимую продолжительность нарастания
.давления и ero величину. Реrулятор кристаллизации дает возмож-
ность менять продолжительность выдержки отлив'Ки в форме в
..зависимости от температуры металла, температуры вкладышей и
параметров запрессовки. Реrулятор усилия запирания обеспечивает
поэтапное стабильное и равномерное по колоннам запирание фор
мы с учетом температурных расширений колонн, рычажной системы
и формы.
Выбор датчиков для информационноrо обеспечения АСУТП
зависит прежде Bcero от использования тех или иных реrуляторов
параметров процесса. Комплекс датчиков должен фиксировать
температуру металла и формы, скорость прессования, давление ра-
'оочей жидкости, интенсивность смазывания и обдувки формы на
протяжении каждоrо литейноrо цикла. Температура металла обычно
замеряется в раздаточной печи. Поскольку она отличается от тем-
.лературы металла в момент начала заполнения на величину потерь
в ковше, камере прессования и литниковой системе, эти потери
.должны учитываться с внесением поправки при автоматическом
;контроле. Температура формы замеряется на ее поверхности или
.на расстоянии, соответствующем постоянному температурному фо-
.ну. В крупноrабаритных формах, предназначенных для неравно-
.стенных отливок, контролируется температура в нескольких точ-
.ках каждая точка замера соответствует той или иной толщине
стенки отливки. Температура охлаждающей жидкости контролиру-
.ется в термостатирующей системе формы. Скорость прессова ния
замеряется в период холостоrо хода пресс-поршня и в период
заполнения. Обычно выбирается какой-то один из параметров ско-
рости. Возможен контроль средней скорости леремещения пресс
поршня на участке холостоrо или рабочеrо хода. Давление рабочей
1Кидкости контролируется в поршневой полости цилиндра прессова-
ния. Контроль давления рабочей жидкости является способом кос-
BeHHoro контроля давления металла в камере прессования, записы
BaeMoro в технолоrическую карту отливки. При необходимости Ka
чественной подпрессовки отливок контролируется продолжитель-
.ность нарастания давления мультипликации. Кроме Toro, контроли
руется время выдержки отливки или продолжительность цикла.
Динамика изменения параметров служит в АСУТП не менее важ-
.ной характеристикой информации, чем их значения.
Автоматическая система контроля, внедренная в цехе литья под
давлением объединения АвтоВАЗ, КОНТРОol'lирует следующие техно-
J10rические пара метры процесса и рабочие параметры машин: усилие
запирания, равномерность распределения усилия по колоннам, рабо-
чее давление насоса, давление в запирающем цилиндре, давление в
.аккумуляторе, давление мультипликации, продолжительность сраба-
,.ывания мультипликатора, скорость движения пресс-поршня на
фазе заполнения, температуру металла и температуру формы в шес-
ти точках [5Э. Контрольно измерительная система имеет четыре при-
бора: «Telecator», блок измерения давлений, «Velocator» 11 блок ре..
rулирования температур.
«Telecator» электронный прибор, предназначенный для изме-
рения напряжений в каждой из четырех колонн, воспринимающих
наrрузку при запирании формы. Сиrналы, несущие инФоrмацию
о значении усилия на тяжения колонн, поступают с тензометричес-
258
ких датчиков, наклеиваемых на поверхности колонн в диаметрально.
противоположных точкаХ t разнесенных на 90 о. Четыре тензодатчика.
одной колонны соединены в высокочувствительную мостовую cxe y,
подающую сиrнал на усилитель. Каждый из четырех каналов изме-
рения имеет кроме усилителя два компаратора t сравнивающих те-
кущее значение измеряемой величины с заданными rраничными зна-
чениями поля допуска, фиксируемых с помощью потенциометров на.
панели наблюдения. Выход из поля допуска и текущее значение из-
меряемых усилий фиксируют компаратором и данные подаются на-
постпроцессор, а также на стрелочные приборы.
Блок измерения давлений основан на применении тензометри
ческих датчиков' давления, помещенных внутрь корпуса, который под
действием давления деформируется вместе с ними. Схема измере-
ния для этих датчиков аналоrична схеме прибора «Telecator».
«Velocator» электронный измерительный прибор, предназна-
ченный для измерения скорости перемещения пресс-поршня (схему
и принцип действия см. в rл. IV).
Блок реrулирования температур состоит из шести термопар,
подающих сиrнал на компаратор, управляющий клапанами подача
воды для охлаждения формы. Каждой точке реrулирования тем-
пературы соответст.вует свой контур охлаждения. Аналоrичную,
схему измерения и сиrнализации имеет блок контроля температуры,
металла.
В АСУТП автоматических комплексов используют системы адап-
тивноrо проrраммноrо управления скоростью и дав'лением прессо-
ваНИЯ t в которых задание технолоrических режимов может ocy
ществляться вводом в память микропроцессора без остановки,
машины [121]. Для АСУТП, обслух{ивающих одновременно HeCKO"lЬ
ко (до 20) машин, применяют комплект информационных прибо-
ров «Injectrol» [105].
Суммарный экономический эффект от АСУТП основан на сни-
жении трудоемкости и увеличении выпуска продукции. Первое-
достиrается уменьшением числа обслужив'ающеrо персонала, вто-
рое оптимизацией технолоrии. Будущее литья под да влением СВЯ
зано с дальнейшим совершенствованием АСУТП, базирующемся
на полной автоматизации машины и околомашинных операций,
создании новых технолоrических процессов и машин, а также совер".
шенствовании орrанизации работы литейных цехов.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Лбрамов А. А., Зелов В. В., Шабалина Э. В. Влияние влаж-
'fIости атмосферы и различных методов деrазации на содержание
'Водорода в высокопрочных алюминиевых сплавах........ В кн.: Высо-
,копрочные цветные СП.lIавы и производство отливок из них. М.:
МДНТП, 1978, с. 13 17.
2. Артемьев А. А., Барбашин Н. Н., Белопухов А. К. Форма с
теплоизоляционным зазором. Литейное производство, 1971, Н2 2,
С. 43.
3. Артемьев А. А., Барбаwин Н. Н., Белопухов А. К. Факторы
"качества поверхности тонкостенных корпусных отливок. ---- Литей-
'ное производство, 1972, 1/2 12, с. 3 4.
4. Баландин f. Ф. Основы теории формирования отливки. Ч. 1.
'М.: Машиностроение, 1976. 328 с.
5. Бекренев В. и., Евсеев л. А., Прохоров Н. Н. Автоматичес-
1<ИЙ контроль технолоrических параметров. В кн.: Совершенст-
вование технолоrии и орrанизации производства литья под давле-
нием. М.: МДНТП, 1980, с. 87 91.
6. Белов В. М. Литье черных металлов под давлением за ру-
-бежом. Литейное производство, 1972, Н2 4, с. 44 6.
7. Белов В. М. Литье стали и сплавов под давлением. ---- Литей.
ное производство, 1980, Н2 8, С. 8 11.
8. Белов В. М. Литье под давлением сплавов с высокой тем-
пературой плавления. Литейное производство, 1983, Н2 2, С. 12.......
13.
9. Белопухов А. К., Кириченко В. с. Подпрессовка как фактор
-повышения плотности отливок при литье под даВ.1еннем. Литей-
ное производство, 1978, N2 7, с. 29 30.
10. Болтенков А. r., Болтенкова и. Ф., Ушман и. М. Техно-
лоrия литья тонкостенных крупноrабаритных маrниевых отливок.
'в кн.: Совершенствование технолоrии и орrанизации производства
литья под давлением. М.: МДНТП, 1980, с. 56 61.
11. Болховитинов В. Н., Сырин В. А. Температурные условия
нанесения ВОДНО ЭМу.пьсионных смазок на формы литья под дав.пе
-ннем. Литейное производство 1983, "Q 2, с. 30 33.
12. Вейник А. Н. Теория особых видов .питья. М.: Машrиз,
1958. 300 с.
13. Воробьев О. А., Рябов С. П., Терентьев М. В. Точность OT
.ливок из алюминиевых СП.lавов, изrОТОВlllяемых литьем под давле-
нием и в кокиль. Литейное производство 1980, Н2 9, С. 21 23.
14. fаевский А. Е., Шур В. А., Никулин Л. В. Механические
свойства тонкостенных ОТ.1JИВОК из маrниевых сплавов. В кн.:
Литье и кристаллизация маrниевых и алюминиевых сплавов.
nepMb: ППИ, 1980, с. 55
260
15. rалдин Н. М. Отливки в точном машиностроении. М.: Ma
шиностроение, 1983. 176 с.
16. rассель К. Н., Кремень А. И., Лехтерев В. с. Изrотовление
1'онкостенных деталей литьем под давлением. ---- Литейное произ-
водство, 1983, Н2 2, с. 8 9.
17. rорюнов и. и. Пресс формы для литья под давлением:
Справочное пособие. Л.: Машиностроение (Ленинrр. OTд e), 1973,
256 с.
18. rуляев Б. Б. Литейные процессы. М. ---- Л.: Машrиз, 1960.
416 с.
19. ryxMaH А. А. Введение в теорию подобия. М.: Высшая
школа, 1973. 298 с.
20. Евсеев А. с., Баранов А. М. Значение и взаимосвязь пере
менных при разработке АСУТП........ В кн.: Совершенствование тех-
нолоrии и орrанизации производства литья под давлением. М.:
МДНТП, 1980, с. 99----103. .
21. Ефимычев ю. И., Прохоров и. И., Святки н Б. К. Корреля
ционный анализ факторов плотности отливок под давлением.----
Литейное производство, 1971, Н2 3, с. 24 25.
22. Жужиков В. А. Фильтрование. Теория и практика разде
JIения суспензий. М.: Химия, 1976. 228 с.
23. Зарубин А. М., Зеленов В. Н., Степанов ю. А. Смазка
форм литья под давлением в закрытом состоянии в цикле прессо
вания. ---- Литейное производство, 1983, Н2 2, с. 1 16.
24. Заславскиii М. л., МыwаЛО8 с. В., Ферwтатор и. Б. Изме-
рение скорости прессования и давления при литье под давлением.----
Литейное производство, 1970, Н2 1 о, с. 36----39.
25. Зеленов В. Н. Влияние смазок на rазовый режим форм при
литье под давлением. Литейное производство, 1980, Н2 4, с. 20
22.
26. Зеленов В. Н., Кисиленко л. Е. Смазка пресс-форм. ---- В кн.:
Совершенствование технолоrии и орrанизации производства литья
под давлением. М.: МДНТП 1980, с. 72----78.
27. Зеленов В. Н., Печенкин В. Л. Охлаждающая способность
смазок для форм литья под давлением. Литейное производство,
1980, Н2 5, С. 19.
28. Злотин с. З. Применение кислорода при литье под давле
нием. ---- Литейное производство, 1971, Н2 11, с. 37 38.
29. Иванов с. В., Сосульников ю. И., Крейцер А. А. Проблемы
создания АСУ ТП литья под давлением. Литейное производство,
1983, Н2 2, с. 23 25.
30. Иrнатенко ю. Ф., Болховитин В. Н., Жутаев А. и. YMeHЬ
шение захвата rазов в камере прессования при литье под давле
'пием. Литейное производство, 1975, Н2 8, с. 25----26.
31. Кабаков Э. Н. Литье сталей под давлением. В кн.: COBep
шенствование технолоrии и opra низации производства литья под
давлением. М.: МДНТП, 1980, с. 122 126.
32. Кайнов В. М., Трудаев В. В., Калабин Б. В. Литье под дaB
лением с локальной подпрессовкой. ---- Литейное производство, 1974,
Н2 11, с. 38 39.
33. Кисиленко л. Е., Зеленов В. Н. Исследование заполняемости
.,форм при литье под давлением частично затвердевших сплавов
dla основе алюминия. ....... Тр. МВ ТУ, 1980, Н2 330, с. 20.
261
34. Коздоба л. А. Электрическое моделирование явлений теП,,10
и массопереноса. М.: Энерrия, 1972. 296 с.
35. Коротков Р. А., Вилков В. В., Рудник В. л. Литье под
давлением маrниевых сплавов в приборостроении. ---- Литейное про
изводство, 1978, Н2 4, с. 33.
36. Ли Т., Адамс f., fейнз У. Управление процессами с по
мощью вычислительных машин. Моделирование и оптимизация: Пер.
с aHr л. М.: Советское радио, 1972. 312 с.
37. Липчии Т. Н., Никулин л. В. В.I1ияние температуры формы
и заливки на свойства маrниевых сплавов. ---- Литейное производст
во, 1972, Н2 12, с. 31.
38. Литье под давлением. Проблемы подпрессовки/А. К. Бело
пухов, Е. М. Родионов, М. Л. Заславский и др. М.: Машинострое-
ние, 1971. 168 с.
39. Литье под давлением/Под ред. А. К. Белопухова. ---- 2-е изд.
М.: Машиностроение, 1975. 400 с.
40. Литье под давлением приборных деталей из твердожидких
маrниевых сплавов/Ю. r. Петриченко, Н. r. Иванов, А. Е. raeB-
ский и др. В ки.: Литье и кристаллизация маrниевых и а..1ЮМИ
ниевых сплавов. Пермь: ППИ, 1980, с. 59----63.
41. Литье под давлением сплавов в твердо-жидком состоянииl
л. Е. Кисиленко, В. Н. Зеленов, В. П. Комаров, Б. Б. Зенков.
Литейное производство, 1975, Н2 4, с. 28 29.
42. Литье тонкостенных конструкций/Ю. А. Степанов, Э. Ч. rпии,
Е. А. Соколов, Ю. П. Матвейко. М.: Машиностроение, 1966. 256 с.
'.... 43. Лукьянов А. М., Белов' В. М., Харитонов А. В. Выбор ско-
рости впуска и скорости прессования при литье под давлением
алюминиевых сплавов. ---- Литейное производство, 1977, Н2 1, с. 21.
44. Макельский М. Ф., fуляев Б. Б. Затвердевание отливки
при литье под давлением. ---- Литейное производство, 1966, N2 11.
с. 2 30.
45. Мандрик А. А. Влияние стабильности технолоrических па-
раметров литья под давлением на качество отливок компрессора.-----
Литейное производство, 1980, Н2 4, с. 22----24.
46. Машины для литья под давлением/В. А. Антонов, М. д. Бе-
лостоцкий, В. д. Берин и др. М.: Машиностроение, 1973. 288 с.
47. Мостовщиков f. я., Ноrовицын Б. Ф. Определение скорости
прессования и запирания на машинах литья под давлением. ---- cJlи
тейное производство, 1975, Н2 5, с. 28----29.
48. Мухаметжанов Н. Ф. ТехнолоrичеСI<ие особенности литья под
давлением термоупрочняемых сплавов. ---- Литейное производство,
1979, Н2 2, с. 21 22.
49. Невзоров В. я. Определение давления прессования при
литье под давлением на машинах с rорячей камерой. ----- Изв. вузов.
Машиностроение, 1970, N2 12, с. 140 144.
50. Невзоров В. я., Родионов Е. М., Нефедов Ю. В. Методы и
средства контроля технолоrических параметров при литье под дaB
лением. М.: НИИмаш, 1975. 96 с. (Литейное машиностроение.
Сер. 4).
51. Никулин л. В., Липчин Т. Н. Структура и свойства маrни-
евых сплавов при литье под давлением. Литейное производство,
1974, N2 11, с. 28.
52. Никулин Л. В., Липчин Т. Н., Заславский М. Л. Литье под
давлением маrниевых сплавов. М.: Машиностроение, 1978. 181 с.
262
53. Ноrовицын Б. Ф. Механизм прессования raMMbl машин для
литья под давлением. Литейное произодство, 1979, Н2 9,
с. 27 28.
54. Ноrовицын Б. Ф. Расчет усилия запирания форм машин
литья под давлением. ....... Литейное производство, 1980, Н2 6,
с. 24----25.
_ 55. Образцы для определения свойств металла отливки при
литье под давлением/И. И. Прохоров, Л. И. Романов, А. Ф. Кири-
лов, В. и. Золотов....... Литейное производство, 1978, Н2 10, с. 28.
56. Особенности литья под давлением деталей судовой apMaTY
ры/А. Ф. Кирнлов, И. И. Прохоров, В. д. Швецов, Ю. Н. Джиrот-
1'а В кн.: Высокопрочные цветные сплавы и производство отливок
из них. М.: МДНТП, 1978, с. 118----122.
57. Пархутик п. А., ОчеретяныА В. С. Литье под давлением
твердо-жидких алюминиевых сплавов. Литейное производство,
1976, Н' 5, с. 25.
58. Пелых С. r. Методы повышеия точности математические мо-
делеЙ литейных процессов........ Литейное производство, 1981, Н2 8,
с. 3 5.
59. ПляцкиА В. М. Литейные процессы с применением высоких
давлений. М.: Машrиз, 1954. 286 с.
60. Постников Н. С. Коррозионно-стойкие алюминиевые сплавы.
М.: Металлурrия, 1976. 301 с.
:8t' 61. Прохоров н. н. Математические модели дЛЯ ЭВМ и номо-
сраммы литья под давлением........ Литейное производство, 1983, Н2 2,
С. 7 8.
62. Пушмашев п. н. Статистический а:нализ механических
своЙств алюминиевых сплавов при литье под давлением. Литей-
ное производство, 1980, Н2 7, с. 17 19.
.. 63. Пушмашев п. н., 3убакин А. М. Определение усилия из-
в ечения стержня из отливки, полученной литьем под давлением.
Л итеiiное производство, 1975, Н2 12, с. 22 23.
64. Рывкис я. М., Комиссаров В. А., Серебряков В. В. Направ-
ление совершенствования машин для литья под давлением. ---- Ли-
тейное производство, 1971, Н2 11, с. 26 27.
65. Рыжиков А. А., 3лотин с. 3., Соколов А. п. Кислородный
способ литья под давлением. Литейное производство, 1970, Н2 1,
С. З2 33.
66. Семенов Н. я., Денисенко В. В. Современное оборудование
для литья под давлением. М.: НИИМАШ, 1973. 91 с.
67. Смазочно-охлаждающие жидкости и технолоrические смаз-
ки пресс-форм Н. И. Трофимов, В. Е. Бахтин, В. А. Водопьянова,
ю. С. Копылов........ в кн.: Совершенствование технолоrии и орrаниза-
ции производства литья под давлением. М.: МДНТП, 1980, с. 65
72.
68. Совершенствование технолоrии и орrанизации производст-
ва/ А. К. Белопухов, М. Л. Заславский, Ю. Ф. Иrнатенко, Р. А. Ко-
ротков. ......... В кн.: Совершенствование технолоrии и орrанизации про-
изводства литья под давлением. М.: МДНТП, 1980, с. 3 9.
69. Структура и свойства маrниево-литиевых сплавов при
литье под давлением/Л. В. Ннкулин, С. П. Новиков, А. Ф. Бочин
И др........ В кн.: Литье и кристаллизация маrниевых и алюминиевых
сплавов. Пермь: ППИ, 1980, с. 28----31.
70. Сыромятникова М. А., Нефедова п. П., Кашерининова r. э.
263
Зависимость пористости отливок из алюминиевых сплавов от co
держания в них rазов. Литейное производство, 1974, Н2 3, С. 34.
71. Томсинская М. А., Попов С. я. Исследование свойств Mar
ниево-литиевых сплавов при литье под давлением. В кн.: Литье
и кристаллизация маrниевых и алюминиевых сплавов. Пермь: ППИ,.
1980, с. 28 31.
72. Хомицкий А. А. Об оценке пористости отливок. Литейное
производство, 1983, Н2 2, С. 1 17.
73. Храмов С. С., Рыжиков А. А. О смываемости смазочных
покрытий форм литья под давлением. Литейное производство
1982, Н2 7, с. 26 27.
74. Храмченков А. Н., Волков В. М. Методы деrазирования, pa
финирования и модифицирования жидких алюминиевых сплавов.
Автомобильная промышленность, 1973, Н2 7, с. 31 33.
75. Цыrаненко f. Н. Литье под давлением сплава ЛК80-3Л
с применением вакуума. Литейное производство, 1975, Н2 11, с.28.
76. Цыrаненко f. Н. Влияние вакуумирования на качество
сплава АЛ2 и АЛ28 при литье под давлением. Литейное произ
водство, 1976, Н2 6, с. 22.
77. Чернов В. А., Невзоров В. я. Исследование причин HeCTa
бильности качества ОТЛИВОК. В кн.: Совершенствование теХНО.l0-
rии и орrанизации производства литья под давлением. М.: МДНТП,
1980, с. 7 82.
78. Щеrолев А. А. Вентиляция узких r лубоких полостей форм
литья под давлением. Литейное производство, 1976, Н2 6, с. 22.
79. Штамповка жидкоrо металла (литьем с кристаллизацией
под давлением)/Под ред. А. И. Батышева. М.: Машиностроение.
1980. 199 с.
.. 80. Экспериментальное определение температурноrо режима
формы при литье стали под давлением/В. Ф. Алексеев, И. Н. Ба
бурин, Ю. М. Береснев и др. .Питейное производство, 1978, Н2 10.
с. 26 27.
81. Barton Н. К. ТЬе Iпjесtiоп of Metal into Diecasting Die.
Machinery, L., 1944, v. 64, N 1642, р. 850.
82. Barton Н. К. Seventh International Diecasting Exhibition.
Mach and Prod. Eng., 1976, v. 129, N 3324, р. 185 190.
83. Bennett F. С. Fachgerechtes Konstruieren von Druckgief3for-
теп zur Vermeidung von Anlaufschwierigkeit. Gies. Prax., 1968,
Bd 86, N 3, S. 154 158.
84. Bolsted Jan А. Magnesium diecasting nonstarter or hot tip?
Brit. Foundryman, 1980, v. 73, N 5, р. 144 146.
85. Brandt w. Injection of Aluminium into Die Casting Dies......
Machinery, L., 1938, v. 52, N 8, р. 204 208.
86. Brunhuber Е. Der Fillvorgang in der DruckgieBform........ Gie8-
.Prax., 1956, Bd 74, N 5, S. 84 86.
87. Brunhuber Е. Moderne Druckguss Fertigung. BerIin: 1971.
342 S.
88. Buckeley А. 31 Fahrestagung der InternationaI Magnesium
Association wom 16 bis 18 Juni 1974, in Paris. Giesserei, 1974,
Bd 61, N 17, S. 535 536.
89. Chijiiwa К., Shirahige К. Behavior of Molten MetaI with Res-
pect to the Pressure in Gavity of Mold in Aluminium Diecasting.-
У. Fac. Eng. Univ. Tokyo,1981, v. 36, N 1, р. 27 36.
90. Controlling Temperature in Die Casting Dies. Die Cast.
Eng., 1972, v. 16, N 2,р. 40 42.
264
91. Die casting semi solid copper alloys. Mach. and Prod. Eng.,
1974, v. 125, N 3235, р. 594 597.
92. Einfahrbare Torm spiichanlagen fiir Druckgief3maschinen.......
Aluminium (BRD), 1979, Bd 55, N 1 о, S. 40б.
93. ExpendabIe cores for pressure diecasting. Machinery, 19б5,
У. 1 Об, N 2737, р. 934 93б.
94. Foerster G. Verbesserte Magnesi um Druckguf31egierungen.........
Gies. Prax, 197б, Bd 94, N 1 2, S. 15 20.
95. Frommer L. Der Spritzguf3. Werkstattstechnick, 1926,
Bd б, N 2, S. 188 195.
9б. Frommer L., Liby G. Druckgief3- Technick. Band 1. Berlin........
Heidelberg Ne\\' У ork: Springer- Verlag, 19б5. 576 S.
97. Gill о. G. Isolation problem areas in the die casting pro-
cess. Precision l\\etal, 1972, N 1 О, р. 79.
98. Hong S., Backman о. G., MehrabIan R. Heat thransfer coef-
ficient in aluminium аllоу die casting. Met. Trans., 1979, v. 1 о,
N 2, р 299 301.
99. Н. Р. М. Introduces 3000 Топ machine. Die Cast. Eng.,
1980, v. 24, N 4, р. 32 33
100. Impact in die casting. Die Cast. Eng., 1979, v. 23, N 6,
р. 28, 29, 34.
101. Jenicek L. and oth. Design of aI uminium-alloy die casting.........
Mach. and Prod. Eng., 19б8, v. 119, N б, р. 38.
102. Kaltkammer Druckgeif3maschine. Aluminium (BRD),
1981, Bd 57, N б, S. 245 24б.
103. Kinner W. К. MagnesiLlm: ready to grow again. Mater.
'Eng. 1979, v. 90, N 3, р. 49 50.
104. Klein F. Mog1iche \'ersuchsbedingungen beim UntersL1chen
уоп Gief3einf1iissen. Mascl1 inenlnark, 1979, Bd 85, N 70, S. 1371........
1373.
105. Koch Р. Verbesserung der Reproduzierbarkeit Drt1ckgieben
<lurch Steurung L1nd RegulL1ng der Wichtigsten Einflt1bgr6ben.
Gies. Prax., 1980, Bd 98, N 9, S. 115 120.
1 Об. Koster W., Gohring К. Ober den Einstrom-L1nd Fiillvorgang
bei SpritzgL1f3 ап Hand. Kinematographischer AL1fnahmen. Die
Giessereiverbunden mit Giesserei -Zeitung, 1941, Bd 28, N 2б,
S. 46 59.
107. Machonis А. А. Copper Alloys and the Die Casting Indust-
ry. Die Gast. Eng., 1980, v. 24, N б, р. 38 40.
108. Mickel Е. Beanspruchungsprobleme der Druckgief3 formen in
'Betrieb. Z. Ver. Deutsch Ing., 1943, Bd 87, N 23 24. S. 341........345.
109. Nakashima W., Ebisawa М. Die Gasting of major engine
omponents. Proc. Inst. Mech. Eng., 1980, v. 194. March,
р. 27 37.
110. Nelson с. W. Warmeiibergang ап der Form\vand beim Druck-
'gief3en. Gies.-Prax., 1972, Bd 90, N 19, S. 341 349.
111. Nuovo metodo sistematico di librificazione degli stampi di
pressofusione per ridurre gli scarti 1 abbassore i costi. Founderia,
1970, N 2, р. б7 б8.
112. Pore-free diecasting. ---- Diecast. and Met. Mould., 1972, N 5,
,р. 6, 8, 1 о.
113. Pound for pound zinc gives уои more energy savings.........
Automot. Eng., 1979, v. 87, N б, р. 125.
114. Radtke S. F. Zinkdruckguss mН пеиеп Gesicht. ---- letall,
1974, Bd 28, N 9, S. 915 918.
2б5
115. Robinson Р. М., Davis А. J. Australian Research for the
Diecasting Industry, ---- Die Cast. Eng., 1980, v. 24, N 6, р. 6, 14, 16.
18, 20, 24.
116. Rfiegg W. Jahresubersicht DruckguB (17. FoIge). ТеiI 1.
Werkstoffe und Werkstoffeigenschaften......... Giesserei 1980, Bd 67.
N 23, S. 743----750.
117. Shimuzu Kazushige. Low impact shot system........ Die Gast.
Eng., 1976, v. 20, N 1, р. 22----24' 28 29.
118. The Temperature Change in Metal injected in Die Casting./
Orii Н., Опо А., Sumino К. and Sakui S. ---- JournaI of the Japan
Inst. of Met., 1957, N 12, р. 87.........115.
119. Toshiba's selectroI injection systems.......... Die Cast. Eng., 1980,
v. 24, N 4, р. 28, 30.
120. Trans. Amer. Foundrymen's Soc. Proc. 79 th Annument,
1975. ....... Des Plaines, 111., 1975, У. 83, р. 279----294.
121. Winship John. Diecasting's new mold. Amer. Mach., 1981,
v. 125, N 7, р. 129----144.
122. Zabel о. The p.........Q2 Diagram. Part 2 The Pressure Avai-
lаЫе Line. Die Cast Eng.. 1980, v. 24, N 6, р. 44 47.
ПРЕДМЕТНЫЯ УКАЗАТЕЛЬ
Аккумуляторы 124----125' 140
---- давление 132
---- емкость полезная 145
назначение 141
расчет 144
энерrоемкость 145
Акурад процесс 138, 198
АСУТП обеспечение:
математическое 255
техническое 257
Ба.1анс тепловой при HaHece
НИИ смазочноrо материала 96
108----109
Бартона теория. СМ. Теория за.
полнения
Брандта теория СМ. Теория за
полнения
Вакуумирование 155
Вентиляция формы, rидроди-
намические условия 152
Включения rазовые 53----54
----- ,сжатие 172
Водоэмульсионные смазочные
материалы. см. Материалы сма-
зочные
Вуда сплав. см. Сплав Вуда
Выталкивание стержней, pac
чет усилий 201
rазы:
в камере прессования 236
способы определения в OT
ливке 238
условия выделения из рас-
твора 225
rрафитолы. см. Материалы
см азочные
авления rидродинамическое
12
в камере прессования 5
в форме 5
----'контроль 122
---- металла в процессе заполне-
!iИЯ 147
прессования 162
рабочей жидкости 141
Датчики:
водоохлаждаемые 123
давления 148
индуктивные мембранные 123
маrнитоэлктрические линей
ные 116
уrловые 117
TaxoreHepaTopHbIe 118
температур 69
тензометрические 122
yr ловые перемещения 115
электросекундные 118
Движение дисперсное:
двухфазное 43
потока заполнения 43, 86
,образование 58
ламинарное в полости фор-
мы сложной конфиrурации 52
,определение условий 45
потока заполнения 43
........., ламинарноrо потока Me
талла уравнение. см. У рав-
нение HOBьe CTOKca
---- пресс поршня 130
периоды 130----131
свободной струи. см. Струя
свободная
турбулентное сплошное 43
Деrазация сплавов 219
---- ---- вакуумированием 223
---- ---- продувка азотом 223
---- ---- aproHoM 223
ЖИДКОСТЬ моделирующая. СМ.
Сплав Вуда
..... охлаждающая 104
Зазор прессующей пары 130,
167
Кавитация 40
Каналы вентиляционные 53,
151 153, 203
---- ....., основные принципы конст-
руирования 213
---- ----, размеры 153
ЛИТНИКОDые 79, 162, 203
67
, принципы конструирова
ния 204
охлаждения, расчет 107
Киносъемки скоростной метод.
см. eTOД скоростной кино
съемки
Контроль давления 122
скорости прессования 6
Конусность линейная 14
Кривые rрадуировочные 12
122
Критерии:
Био 76
вентилируемости 235
Пекле 74
Прандтля 61, 74
Рейнольдса 74
степени влияния смазочноrо
материала 233
Фурье 45, 61, 74
Материалы смазочные 109
водоэмульсионные 111
на масляной основе 111
, нанесение 110, 113
eTOД вакуумной экстракции
238
аналоrирования rидравли
ческоrо 71
электрическоrо 71
скоростной киносъемки 35----
37, 43
оделирование тепловых yc
ловий формирования отливок
70
Модель сетчатая см. Электро
интеrратор
N\ультипликатор давления 163
Обоrрев формы 104
Образование потока заполне-
ния 42
Образцы для механических ис
пытаний 232
Описание математическое дис-
персноrо потока см. Поток
дисперсны Й
Определение ус овий ламинаD
Horo движения см. Движение
ламинарное
Отливки:
rазосодеР)f{ание 236, 238----
240
rерметичность 138
затвердевание 97
268
качество 9, 227
классификация 126 127
конструирование, OCHOBHЫ
принципы 11
конфиrурация общая 11
механические свойства 11
определение механических
свойств 231
оценка качества 227
охлаждение 97
плотность 5, 230, 236, 240
244
поверхности шероховатость-
11
пористость 11, 238, 240 244
продолжительность затвер
девания 99
равностенные 60
размеры 242
сЛожной конфиrурации 62
63
тепловые условия формиро
вания 8, 86
толщина стенки 13
тонкостенные 116
,изrотовление 104
формирование, тепловой pe
жим 5
формы 104
Параметры литниково-вснти
ляционных систем 5, 203
Переходы плавные 14
Питатели 98 1 00
,размеры 242
,расположение 208 210
, расчет 210
Плотность отливки
при подпрессовке 165
Подпор rидравлический 55, 148
Подпрессовка:
виды 174
время действия 170
давление см. Давление под
прессовки
локальная 181
на машинах с rорячей KaMe
рой прессования 166
ПРОДОЛЖIlтельность 9, 171
с использованием ПИтате.ТJеЙ'
переменной толщины 177
системы 187 194
скорость. СМ. Скорость под
прессовки
усилий расчет 195
Поле температурное 67, 96
---- ......., исследование 108
....... , экспериментальные ме-
тоды 67
, неравномерность в момент
окончания заполнения формы
101
, формы 101
Пористость отливок
воздушно-rазовая 53
.......,изменение 175
,MeTOДЫ расчета 233
,oцeHKa качественная 229
количественная 229
, технолоrических режимов
влияние 227 229, 240 244
Потери rидравлические 132
Поток впускной 6
Поток:
дисперсный, математическое
описание 63
заполнения, образование. см.
Образование потока заполне-
ния
ламинарный металла:
распределение давления 50
скоростей 50
уравнение движения 47
неразрывности, уравнение
125
тепловой удельный 109
турбулентный:
математическое описание 63
образование 64
Прессолы. см. Материалы сма-
зочные водоэмульсионные
П ресс-поршня скорость пере-
мещения. см. Скорость пере-
мещения пресс-поршня
Принцип конструирования вен-
тиляционных каналов. см. Ка-
налы вентиляционные
литниковых каналов. см.
Каналы литниковые
максимальноrо трения 137
минимальноrо трения 138
стабилизации технолоrичес-
ских параметров 251
Продолжительность заполнения
171
Продувка азотом 223
aproHoM 223
Промывники 203, 217
назначение 217
расположение 217
местные 21 7
----- общие 21 7
Раковины кавитационные 40'
Расчет:
rидравлическоrо удара 143'.
164
вентиляционных режимов
термодинамический 152
вакуумных систем, см. Сис-
темы вакуумные
каналов охлаждения 107
.тJитниковых систем. см. Сие--
темы lитниковые
продолжительность запол
нения формы 9
----- срабатывания подпрессо
вочных устройств. см. YCT
ройства подпрессовочные
усилий выталкивания стерж..
ней. см. Стержней выталки"
вание
запирания формы 196
подпрессовки. см. Подпрес
совка
прессования. см. Усилия.
прессования
Рафинирование адсорБЦИОННОF
223
ультразвуковое 224
Режим охлаждения 5
смазывания 5, 110 113
тепловой формирования от..
ливок 5, 8 9
Сжатие rазовых включению
см. Включения rазовые
Система Парашот 237
Системы вакуумные 157
, расчет 157 160
литниковые 162, 204.
внешние 205
внутренние 205
прямые 204
, расчет 213
литниково-веllтиляционные'
параметры. см. Параметры
Скорость впуска 6, 30, 42, 125
, расчет 125 130
заполнения критическая'
125 126
объемная 241
перемещения пресс-поршня 5,
132
. значение 127
2691
. подпрессовки 16 165
прессования 6, 129, 130, 196
,контроль 114
средняя 118
распределения ламинарноrо
потока. см. Поток ламинарный
'Случаи заполнения армирован-
ных отливок 91 9З
Сопротивления rидравличес-
кие 133 137
'Спай rорячий 69
'Сплавы:
алюминиевые 19
деrазация 220
условия. см. Деrазация
сплавов
маrниевые 21, 222
медные 24
на основе олова 17
свинца 17
рафинирование 220
способы защиты 222
титановые 27
условия приrотовления 219
цинковые 18
Стадии заполнения 135
IСтали уrлеродистые коррозион-
но-стойкие 26
Струя впускная свободная 38,
40
Те пература заливаемоrо Me
та.'Iла 5, 67 68, 77
заливки 77, 97
кристаллизации 84
формы 5, 67.......68' 81
'1 еория заполнения:
Бартона 33
.Брандта 32
трех фаз 34
Фроммера 29
'Теплота кристаллизации 84
переrрева 106
Технолоrичность конструкции
.12
Удар rидравлический 143, 164
, расчет 143 144
в трубопроводах 143
в цилиндрах 141----143
Уравнение Вернулли 29
движения ламинарноrо по-
тока, СМ. Поток ламинарный
металла 73
.270
критериальное теплопереда-
чи 73
неразывности потока 125
Новье-Стокса 47
Ричардсона 39
Сивертса 223
Торичелли 34, 37
Фурье-I(ирхrофа 73
Уклоны литейные 14
Усилие запирания формы, рас-
чет. см. Расчет усилий запира-
ния формы
подпрессовки, расчет. см.
П одп рессовк а
прессования, расчет 195
Условия выделения rазов из
раствора. см. rазы
rидравлические вентиляции
формы. см. Вентиляция формы
движения свободной струи.
см. Струя свободная
деrазации сплавов 219
приrотовления сплавов. см.
Сплавы, условия приrотовления
тепловые, взаимосвязь 98
заполнения формы 81
формирования отливки 66
Устройства подпрессовочные,
продолжительность срабатыва-
ния 170, 183
Формы:
вентиляция. см. Вентиляция
формы
запирание, расчет усилий. см.
Расчет усилий
заполнение дисперсно-тур
булентным потоком 62
жидко твердым сплавом
57
,ПРОДОЛ2Кительность 9
обоrрев. см. Обоrрев формы
-определение средней устано-
вившейся температуры 106
температура 6, 67 68, 81
температурное поле 67, 69
Фроммера теория. сМ. Теория
заполнения
Характер заполнения rидравли-
ческий 125
Цикличность температурных
напряжений 66
Электроинтеrратор 71
оrЛАВЛЕНИЕ
Предисловие 3
r лава 1. Технолоrический процесс литья под давлением 5
1. Основные характеристики процесса 5
2. Качество отливок и область применения про
ц&са 9
3. Сплавы 15
fлава 11. Движение металла в полости формы 28-
1. Развитие теории ..'1итъя под давлением 28-
2. Формирование потока при ударе струи о CTeH
КУ формы . . . . 37
3. Заполнение полости формы 45
rлава 111. Тепловые условия формирования отливки 66
1. Исследование температурноrо ПОollЯ сиСтемы
«отливка форма . . . . . . . . 67
2. Теплообмен в процессе заполнения .питниковой
системы и формы . . . . . . 77
3. Теплообмен между отливкой и формой после
окончания заполнения 9
4. Тепловой ба."анс формы 1 01
r лава IV. fидродинамические режимы заполнения 114
1. Методика измерения скорости прессования и
давления . . . . . . 114-
2. Изменение скорости прессования в процессе
заполнения .. ..... 125
3. Изменение давления в процессе заполнения 141
4. rазовый режим формы 151
rлава V. Режимы подпрессовки 162
1. Ро.пь подп рессовки при ..1итье под давлением 162
2. Виды подпрессовки 174
3. Технолоrические принципы конструирования
прессово-подпрессовочных механизмов 183
rлава VI. Взаимосвязь режимов заполнения и подпрессовки.
Качество отливок 194-
1. Расчет силовых параметров машины для литья
под давлением . . . 194
2. Конструирование и расчет литниково-вентиля
ционной системы . 203-
3. rазосодержание ОТoI1ИВОК 219
4. Качество отливок 227
r л а в а VII. Повышение эффективности технолоrическоrо
процесса 244
1. Оптимизация параметров литья под давлением 244
2. Стабилизация технолоrическоrо процесса 249-
3. Разработка АСУТП литья под давлением 255.
Список литературы 260
Предметный указатель 261
Белопухов Андантин Константинович
ТЕХНОJlоrИЧЕСКИЕ РЕЖИМЫ ЛИТЬЯ под ДАВЛЕНИЕМ
?Редактор и. В. Доброrорский
Художественный редактор Е. А. ИЛЬИН
Переплет художника М. В. Ольшевскоrо
"Технический редактор Н. В. Тимофеенко
Корректоры Л. Л. rеорrиевская, А. М,. Усачева
ИБ Н2 4495
Сдано в набор 04.01.85. Подписано в печать 15.05.85. Т -08078.
<Формат 84 Х 108\ /32' Бумаrа типоrрафская Н2 1. rарнитура
литературная. Печать высокая. Yc.1J. печ. л. 14,28. Уел. Kp. OTT. 14,28.
Уч.-изд. л. 14,39. Тираж 10000 экз. Заказ 30. Цена 1 р. 20 к.
Ордена Тру довоrо KpacHoro Знамени издательство
«Машиностроение», 107076, Москва, Стромынский пер., 4
Московская типоrрафия Н2 6 Союзполиrрафпрома при rосударст-
BeHHOM комитете СССР по делам издательств, полиrрафии и книж-
ной торrовли,
109088, Москва, Ж 88, Ю/l{нопортовая ул., 24.