/
Автор: Ефимов В.А. Анисович Г.А. Бабич В.Н.
Теги: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления отдельные машиностроительные и металлообрабатывающие процессы и производства справочник обработка металлов металлы литейное производство термообработка литье
ISBN: 5-217-01120-3
Год: 1991
Текст
; ТЕХНОЛОГИЯ
ЛИТЕИНОЮ
ПРОИЗВОДСТВА
С
с к
СПЕЦИАЛЬНЫЕ
СПОСОБЫ
"I ЛИТЬЯ
СПРАВОЧНИК
Под общей редакцией
акад. АН УССР В.А. Ефимова
Москва
« МАШИНОСТРОЕНИЕ »
1991
ББК 34.61я2
С71
УДК 621.74.04 (035)
Авторы: В. А. Ефимов, Г. А. Анисович, В. Н. Бабич, Г. А. Балахонцев,
Э. Ф. Барановский, А. И. Батышев, В. Ф. Бевза, Д. М. Беленький, А. К- Бело-
пухов, Н. Н. Белоусов, Г. А. Бойко, Б. И. Бондарев, Г. П. Борисов, С. Д. Боч-
кус, 3. Н. Гецелев, В. А. Гринберг, В. И. Добаткин, А. С. Добровольские, М. В.
Жельнис, М. Л. Заславский, С. С. Затуловский, П. В. Землявичус, П. И. Кан-
тор, А. М. Кац, Д. М. Колотило, Ф. М. Котлярский, Г. С. Маринский, Е. И.
Марукович, А. В. Марьянский, Б. И. Медовар, А. В. Новиков, Ф. Д. Оболен-
цев, В. П. Полищук, Е. В. Пустовалов, В. И. Самсонов, В. С. Серебро, Г. И.
Столярова, В. И. Тутов, М. Р. Цин, О. А. Шатагин, А. И. Шевченко, В. К. Шнит-
ко, Я. Г. Штепан, В. С. Шумихин, Г. И. Эскин
Рецензенты: д-р техн, наук, проф. Ю. П. Васин, д-р техн, наук, проф.
Б. Б. Гуляев; д-р техн, наук Э. Л. Кац; канд. техн, наук А. М. Надежин
Спонсоры справочника — Институт проблем литья АН УССР, Институт
электросварки им. Е. О. Патона и НПО ВИЛС
Редакционный совет: акад. АН УССР В. А. Ефимов (председатель); акад.
АН БССР Г. А. Анисович; д-р техн, наук Г. П. Борисов; чл-корр. АН СССР
В. И. Добаткин; акад. АН УССР Б. И. Медовар; д-р техн, наук Ф. Д. Обо-
ленцев; канд. техн, наук В. А. Озеров; канд. техн, наук В. С. Серебро; д-р
техн, наук Г. И. Эскин
Специальные способы литья: Справочник/В. А. Ефимов,
C7J Г. А. Анисович, В. Н. Бабич и др.; Под общ. ред. В. А. Ефи-
мова.— М.: Машиностроение, 1991. — 436 с.: ил. — (Тех-
нология литейного производства).
ISBN 5-217-01120-3
Освещены способы литья: под высоким и низким давлением, центро-
бежное. кокильное, оболочковое, по выплавляемым моделям, непрерыв-
ное, электрошлаковое, композиционных отливок и др. Приведены сведе-
ния о материалах, литейной» оснастке, оборудовании^ технологии, области
применения и перспективах развития этих способов. Рассмотрены гидро-
динамические, теплофизические кристаллизационные процессы и влияние
на них внешних воздействий.
Для инженерно-технических работников литейного производства;
может быть полезен студентам втузов.
2704020000-—612
038 (01)—91
229—90
ББК 34.61я2
ISBN 5-217-01120-3
© В. А. Ефимов, Г. А. Анисович,
В. Н. Бабич и др., 1991
11 $
“i г*
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие ...............
Основные условные обозначе-
ния .......................
Раздел первый . . . .
ОБЩЕТЕОРЕТИЧЕСКИЕ
СВЕДЕНИЯ ...........
Глава I. Влияние внешних воз-
действий на процессы форми-
рования отливок (В. А. Ефи-
мов) ............
1. Основные методы ’ воздейст-
вия на затвердевающий ме-
талл . ..................
2. Влияние внешних воздейст-
вий на гидродинамические
процессы литья . . . .
3. Влияние внешних воздей-
ствий на теплообмен . . .
4. Влияние внешних воздей-
ствий на кристаллизацию
сплавов . ...............
5. Вибрационная обработка
металлов и сплавов. . .
6. Перемешивание расплавов
7. Влияние внешнего магнит-
ного поля на кристаллиза-
цию сплавов .............
8. Влияние давлений на форми-
рование отливок . . . .
9. Двухфазное литье сплавов
Список литературы. .
Глава II. Тепловые основы спе-
циальных способов литья
(Г. А. Анисович) ..........
1. Металлическая форма. . .
2. Кокиль с регулируемым
воздушным зазором. . .
3. Облицованный кокиль. .
Список литературы . . .
8 Разделвторой 74
9 СПОСОБЫ ЛИТЬЯ В СПЕ-
ЦИАЛЬНЫЕ ФОРМЫ . . 74
К) , „
Глава 1. Литье в кокиль
(В. С. Серебро).............. 74
10
1. Общие сведения ........... 74
2. Технологические основы
процесса................... 77
3. Конструирование и эксплу-
10 атация кокилей .... 95
4. Специальные виды кокилей 103
5. Кокильные покрытия. . . 105
6, Особенности литья раз-
личных сплавов .... 114
7. Дефекты отливок при ли-
12 тье в кокиль.............. 119
8. Оборудование ............ 121
29 9. Особенности литья в об-
лицованный кокиль .... 125
Список литературы .... 132
29
Глава II. Разъемные керамиче-
36 ские формы, изготовляемые
41 по постоянным моделям
(Ф. Д. Оболенцев) ...... 132
46 1» Керамические формы из
огеливаемых суспензий
48 (Шоу-процесс) ...... 132
49 2. Песчано-керамические (ке-
50 рамизированные) формы 135
3. Керамические формы и
стержни, получаемые твер-
дофазным спеканием ... 140
52 4. Изготовление форм из
0 кварцевых водных суспен-
53 зий ..................... 148
5. Надежность и технологии -
65 ность отливок при при-
69 менении керамических форм 149
73 Список литературы ... 151
4
ОГЛАВЛЕНИЕ
Глава III. Литье в оболочковые
формы (В. С. Серебро,
П. И. Кантор, А. В. Марьян-
ский) . ........... 152
1. Общие сведения .... 152
2. Технологические основы
процесса...................... 152
3. Конструирование и эксплу-
атация оснастки .... 165
4. Технологические матери-
алы ............... ..... 168
5. Дефекты отливок, форм и
стержней...................... 177
6. Разновидности процесса
литья в оболочковые фор-
мы ........................... 181
Список литературы ... 183
Глава IV. Литье в углеродные
формы (Д. М. Колотило). . 183
1. Виды и свойства углеродных •
формовочных материалов 184
2. Литье в графитовый кокиль
цветных и черных сплавов 186
3. Литье в углеродные формы
тугоплавких сплавов. . . 188
Список литературы . . . 196
Глава V. Литье по выплавляе-
мым моделям (В. А. Озеров,
А. С. Лакеев) ............... 197
1. Общие сведения .... 197
2. Конструирование отливок 199
3. Проектирование и расчет
литниково-питающих систем 201
4. Конструирование и изго-
товление пресс-форм. . . 205
5. Выплавляемые, выжигае-
мые и растворяемые мо-
дели ......................... 209
6. Изготовление литейных
форм.......................... 225
7. Особенности плавки спла-
вов и заливки форм. . . 239
8. Выбивка, обрезка, очистка
отливок и контроль их
качества...................... 242
9. Комплексная механизация
11 автоматизация процесса
ЛВМ........................ 244
Список литературы . . . 247
Раздел третий
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ
ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ
НА ЖИДКИЙ И КРИСТАЛ-
ЛИЗУЮЩИЙСЯ МЕТАЛЛ. . 248
Глава I. Литье под давлением
(А. Р. Белопухов) ..... 248
1. Основные характеристики
процесса.................... 248
2. Гидродинамика заполнения
форм....................... 253
3. Тепловые условия форми-
рования отливки .... 261
4. Технологические основы
расчета прессующего и
запирающего механизмов
машин.................... 266
5. Технологические парамет-
ры. Конструирование и
расчет литниково-венти-
ляционной системы . . . 272
6. Качество отливок......... 279
Список литературы .... 286
Глава II. Литье под регулируе-
мым перепадом газового дав-
ления (Г. П. Борисов,
В. К. Шнитко, Д. М. Бе-
ленький, Ф. М. Котлярский). . 286
1. Литье под низким регули-
руемым давлением . . . 287
2. Литье с противодавлением 320
3. Литье вакуумным всасы-
ванием ................... 322
Список литературы .... 327
Глава III. Литье под всесто-
ронним газовым давлением
(Я. Н. Белоусов, А. И. Ба-
тышев) ....................... 328
1. Основные схемы процесса 328
2. Технологические основы
процесса................... 330
3. Особенности литья раз-
личных сплавов .............. 331
4. Дефекты отливок и меры i
их предупреждения . . . 335 i
5. Оборудование .............. 335
Список литературы .... 341
Глава IV. Литье с кристаллиза-
цией под давлением (А. И. Ба-
тышев, Н. Н. Белоусов) . . . 342
1. Основные схемы про-
цесса ..................... 342
ОГЛАВЛЕНИЕ
5
£.
2. Технологические основы
процесса..................... 344
3. Пресс-формы............... 351
4. Структура и свойства спла-
вов и отливок................ 357
5. Дефекты отливок и меры
их предупреждения . . . 359
6. Оборудование ...... 361
7. ЛКД на машинах литья
под давлением............... 364
8. Области применения и
технико-экономические по-
казатели процесса . . . 366
Список литературы .... 367
Глава V. Центробежное литье
(А. И. Шевченко) ............ 367
1. Сущность и основы спо-
соба .................. ... 368
2. Теплофизические особен-
ности затвердевания жид-
кого металла во вращаю-
щейся форме ....... 370
3. Центробежные машины. . 374
4. Основные технологические
режимы, обеспечивающие
получение качественных от-
ливок ....................... 377
5. Производство однослой-
ных и биметаллических
труб и отливок из чугуна,
бронзы и стали .............. 379
6. Центробежное литье фа-
сонных отливок . . _. • 389V
7. Дефекты отливок .... ,<390
Список литературы .... 391
Глава VI. Электрошлаковое
центробежное и кокильное
литье (Б. И. Медовар,
Г. С. Марийский) ......
1. Сущность процесса, его
основные достоинства и об-
ласть применения . . . .
2. Технологические основы
процессов электрошлаково-
го центробежного и кокиль-
ного литья .................
3. Конструирование отливок
ЦЭШЛ и ЭКЛ и выбор тех-
нологической схемы их по-
лучения ....................
4Ч Оборудование для ЦЭШЛ и
ЭКЛ.........................
5. Организация промышлен-
ного производства загото-
391
391
402/
411
414
вок методами ЦЭШЛ и ЭКЛ 421
Список литературы .... 422
Глава VII. Литье с примене-
нием электрического и элект-
ромагнитного воздействий
(В. П. Полищук, М. Р. Цин) 422
1. Физические основы магни-
тогидродинамического воз-
действия на металл... 423
2. МГД-воздействие на металл
при выдержке и заливке 427
3. МГД-воздействие на кри-
сталлизующийся металл в
литейной форме .............. 438
4. МГД-формирование отливок 445
Список литературы .... 446
Глава VIII. Литье с примене-
нием ультразвуковой обработ-
ки расплава (В. И. Добат-
кин, Г. И. Эскин)...........
1. Кавитационная прочность
жидкого металла и усло-
вия передачи мощного
ультразвука в расплав. .
2. Рафинирующая обработка
расплава ультразвуком1 (до
начала кристаллизации)
3. Предельная степень из-
мельчения литого зерна.
Переход на недендритную
кристаллизацию ............
4. Особенности непрерывного
литья цветных металлов и
сплавов с применением
ультразвуковой обработки
расплава в кристаллизаторе
5. Улучшение структуры и
свойств фасонных отливок
под действием ультразвуко-
вой обработки расплава
в форме ...................
6. Оборудование для ультра-
звуковой обработки рас-
плава .....................
7. Перспективы развития
ультразвуковой обработки
в процессах литья ....
Список литературы . . . .
448
449
453
458
466
476
479
488
489
Глава IX. Литье с применением
рассредоточенной литниково-
питающей системы (Г. П. Бо-
рисов, Ф. М. Котлярский) . . 490
1. Получение отливок погру-
жением формы в расплав 490
6
ОГЛАВЛЕНИЕ
2. Использование незатверде-
вающей рассредоточенной
литниково-питающей систе-
мы (РАСЛИТ-процесс) . .
Список литературы ....
Раздел четвертый
СПОСОБЫ ЛИТЬЯ, ОСНО-
ВАННЫЕ НА НЕПРЕРЫВ-
НЫХ ПРОЦЕССАХ ФОР-
МИРОВАНИЯ ОТЛИВКИ
Г лава I. Непрерывное литье в
горизонтальных и вертикаль»
вых кристаллизаторах
(Г. А. Анисович, В. С, Шуми-
хин, Е. И. Марукович,
О. А. Шатагин, В. И. Тутов,
М. В. Желънис, В. А. Грин-
берг, В. Н. Бабич, Г. И. Сто-
лярова, В. И. Самсонов,
А. С. Добровольские, П. В. Зем-
лявичус, С. Д. Бочкус,
Е. В. Пустовалов} .........
1. Непрерывное горизонталь-
ное литье ................
2. Вертикальное литье машино-
строительных заготовок
3. Полунепрерывное верти-
кальное литье труб. . .
4. Автоматизация процесса
5. Технико-экономические по-
казатели. Охрана труда.
Перспективы развития . .
Список литературы . . .
Глава II. Литье наморажива-
нием на подвижные и в стацио-
нарные кристаллизаторы
(Г. А. Анисович, Э. Ф. Баранов-
ский, В. Ф. Бевза).........
1. Литье на подвижный кри-
сталлизатор ..............
2. Литье в стационарный кри-
сталлизатор ..............
3. Эффективность технологии
и перспективы ее разви-
тия ......................
Список литературы ....
Глава III. Электрошлаковое ли-
тье (Б. И. Медовар, Г. А. Бойко)
1. Сущность процесса элект-
рошлакового литья. До-
стоинства и область приме-
нения ...................
2. Технологические основы
процесса электрошлаково-
го литья .................... 592 -
490 3. Материалы, применяемые
497 при электрошлаковом литье 604
4. Свойства литого электро-
шлакового металла .... 606
5. Оборудование для ЭШЛ . . 609
6. Влияние на окружающую
среду ...................... 616
7. Эффективность применения
498 ЭШЛ .......................... 617
8. Перспективы развития
ЭШЛ ........................ 619
Список литературы .... 620
Глава IV. Непрерывное литье
алюминиевых сплавов в элект-
ромагнитные кристаллизаторы
(Г. А. Балахонцев, Б. И. Бон-
дарев, 3. Н. Гецелев) .... 621
1. Сущность процесса, его до-
стоинства и область приме-
590 нения...................... 621
2. Электромагнитные кристал-
5001/ , лизаторы.................... 622
3. Электрическая схема пи-
тания электромагнитных
кристаллизаторов . . . 627
4. Особенности процесса литья
в ЭМК......................... 627
5. Основные закономерности
формирования слитка при
литье в ЭМК ...... 630
6. Технико-экономические по-
казатели и перспективы раз-
вития процесса литья в ЭМК 634
Список литературы .... 635
Глава V. Непрерывное литье тя-
553 желых цветных металлов и
сплавов (А. В. Новиков,
А. М. Кац).......................... 636
1. Сущность процесса и его ос-
579^ новные разновидности . . ’ 636
2. Технологические основы
процесса................... 637
588 3. Конструирование и эксплу-
589 атация оснастки .... 642
4. Технологические материа-
лы ........................... 646
59® 5. Особенности литья различ-
ных сплавов.................. 646
6. Качество слитков и загото-
t вок из тяжелых цветных ме-
590 у таллов и сплавов .... 648
ОГЛАВЛЕНИЕ
7
7. Оборудование и организация
технологических процессов 652
Список литературы .... 655
Раздел пятый
СПОСОБЫ ПОЛУЧЕНИЯ
ОТЛИВОК СО СПЕЦИАЛЬ-
НЫМИ СВОЙСТВАМИ . . 656
Глава /. Суспензионное литье
(С. С. Затуловский)......... 656
1. Сущность процесса, его до-
стоинства и область приме-
нения ..................... 656
2. Методы ввода дисперсных
инокуляторов .............. 662
3. Расчет оптимальных пара-
метров процесса суспензи-
онного литья .............. 664'/
4. Технико-экономическая эф-
фективность суспензионной
заливки.................... 665
Список литературы .... 667
Глава II. Получение и примене-
ние композиционных отливок
(Ф. Д. Оболенцев)........... 668
1. Области применения ком-
позиционных отливок . . . 668
2. Формирование контактных
зон между частями компози-
ционных отливок и диффу-
зионные процессы . . . 672
Список литературы .... 679
Глава III. Армирование поверх-
ности отливок тонкостенными
оболочками (Ф. Д. Оболенцев) 680
1. Пористые оболочки из спе-
ченных металлических по-
рошков и их применение для
армирования поверхности
отливок..................... 680
2. Поверхностное армирование
отливок оболочками, полу
чаемыми пластической де-
формацией и гальванопла-
стикой .................... 686
Список литературы .... 691
Глава IV. Объемное армирова-
ние фасонных отливок волок-
нами (Ф. Д. Оболенцев) . . . 692
1. Армирование волокнами
(прутками) фасонных от-
ливок с целью их упрочне-
ния ...................... 693
2. Армирование композици-
онными материалами . . . 696
3. Армирование дисперсными
волокнами (частицами). . 697
4. Самоармирование волок-
нами ........................ 698
5. Объемное армирование .
конструкционной армату-
рой ......................... 698
6. Армирование для управле-
ния процессами затверде-
вания ....................... 699
Список литературы .... 701
Глава V. Армирование при литье
под давлением (7И. Л. Заславский) 701
1. Конструкция и некоторые
свойства армированных от-
ливок ....................... 702
2. Конструкция пресс-форм и
эффективность армирова-
ния ......................... 705
3. Узловая сборка и техноло-
гия ЛПД ..................... 709
4. Автоматизация, организа-
ция и технология про-
цесса ....................... 710
Список литературы .... 715
Приложение. Жидкая
сталь в литейном производстве
(Б. И. Медовар, А. В. Чернец,
Б. И. Шукстульский) .... 716
Предметный указатель .... 729
ПРЕДИСЛОВИЕ
Тенденция перехода от традицион-
ных способов литья в песчаные формы
к специальным способам литья объяс-
няется тем, что специальные способы
литья способствуют резкому снижению
трудозатрат и металлоемкости получа-
емых отливок, достижению высоких
физико-механических характеристик
и эксплуатационных свойств литых
деталей.
Наряду с дальнейшим усовершен-
ствованием способов гравитационного
литья в специальные формы (кокили,
керамические, оболочковые, графито-
вые и др.) проводится разработка
ряда новых эффективных принципов
воздействия на жидкий и кристал-
лизующийся металл и создаются такие
специальные способы литья, как литье
под высоким и низким давлением,
литье под воздействием центробежных
сил, электромагнитных полей и ряд
других.
Степень эффективности использо-
вания указанных технологий при пла-
нировании нового производственного
процесса с учетом реальных материаль-
но-технических и финансовых воз-
можностей определяется прежде
всего характеристиками литейных
машин и технологий, а также эконо-
мическими показателями производ-
ства отливок в условиях того или
иного способа литья. Такое планиро-
вание и выбор оптимальной техноло-
гии и нужного оборудования всегда
является достаточно сложной задачей
как для специалистов, определяющих
основные направления развития литей-
ного производства той или иной отрас-
ли промышленности, так и для техно-
логов, конструкторов и проектантов,
призванных реализовать их на прак-
тике. Решение задач по оценке техно-
логических возможностей и технико-
экономических показателей различ-
ных способов литья может облегчить
справочник «Специальные способы
литья», в котором обобщен опыт
применения этих способов на заводах
нашей страны и за рубежом.
В первом разделе справочника при-
ведены результаты анализа работ по
применению внешних воздействий на
жидкий и затвердевающий металл,
позволяющие интенсифицицовать
процессы получения отливок специ-
альными способами, улучшить каче-
ство металла литых заготовок, рассмо-
трены тепловые основы теории спе-
циальных способов литья и даны
примеры практических расчетов.
Во втором разделе представлены
справочные данные, характеризу-
ющие специальные способы литья,
общим признаком которых является
заливка и кристаллизация металла
в специальных формах в условиях
естественной гравитации.
Особое внимание уделено таким спо-
собам получения отливок, как литье
в кокиль и облицованный кокиль,
в разъемные керамические и оболочко-
вые формы.
В третьем разделе даны определя-
ющие характеристики основных
способов литья, при которых оказы-
ваются внешние воздействия на жид-
кий и кристаллизующийся металл
(в том числе, высокие и низкие давле-
ния, центробежные силы, электро-
магнитные поля, вибрация и другие
средства).
В четвертом разделе приведены спра-
вочные данные, необходимые для оцен-
ки возможностей, целесообразности
применения, проектирования техно-
логии и оснастки, эффективного исполь-
зования оборудования для получения
заготовок из сплавов черных и цветных
металлов способами непрерывного и
полунепрерывного литья и намора-
живания в стационарных (вертикаль-
ных и горизонтальных) и подвижных
кристаллизаторах, вытягиванием фа-
сонных литых профилей из расплава,
наплавления жидкого металла в кри-
сталлизаторы.
В пятом разделе даны особенности
расчета технологических параметров
и выбора соответствующего оборудова-
ния для способов получения отливок
со специальными свойствами. Такими
способами являются суспензионное
литье и получение литых композитов,
способы литья с направленной кри-
сталлизацией, армированием отливок
и наплавлением их поверхностей.
Справочник предназначен для
инженерно-технических работников,
а также может быть полезен преподава-
телям и студентам втузов.
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
физические величины:
А — амплитуда колебаний, м;
а — ускорение, м/с2;
с — удельная теплоемкость,
Дж/(кг-°С);
D — коэффициент диффузии,
м2-с-1;
d — диаметр трубы, м;
dQ _ начальный диаметр струи
при истечении, м;
F — общая площадь, м2:
f — частота вибраций, Гц;
g — ускорение свободного паде-
ния м/с2;
Я, h — высота, м;
£ — коэффициент температуро-
проводности, м2/с;
L, I — длина, м;
р — давление, МПа;
q — тепловой поток, Вт/м2;
Дж;
дКр—теплота кристаллизации
сплава, кДж/кг;
г — радиус, м;
Т — температура, °C;
Тпл — температура плавления,°C
Гкр — температура кристаллиза-
ции, °C;
Глик— температура ликвиду-
са, °C;
ГСОл — температура солидуса, °C;
Гр — равновесная температура
кристаллизации, °C;
v — скорость, м/с;
и — средняя скорость, м/с;
va— скорость набегающего по-
тока, м/с;
х — расстояние, м;
а — коэффициент теплопере-
дачи, Вт/(м-°С);
а* 10е — коэффициент линейного
расширения, °C"*1;
(3 — коэффициент объемного
расширения, °С~1;
V — удельный вес, Н/м8;
о — толщина гидродинамиче-
ского пограничного слоя, м;
бр — толщина диффузионного
пограничного слоя, м;
бт — толщина теплового погра-
ничного слоя, м;
X — теплопроводность, Вт/(м X
X °C);
р — динамическая вязкость,
Па*с;
v — кинематическая вязкость,
м2/с; частота колебаний, с”1;
р — плотность, кг/м3;
ш — угловая скорость, цикли-
ческая частота колеба-
ний, с~®.
Критерии:
Gr — Грасгофа;
Nu — Нуссельта;
Ре — Пекле;
Рг — Прандтля;
Re — Рейнольдса.
Механические свойства материалов:
KCU,
KCV — ударная вязкость, Дж/см2;
б — относительное удлине-
ние, %;
ав — временное
МПа;
сопротивление,
ат — предел текучести, МПа;
ф — относительное сужение, %
НВ — твердость по Бринеллю.
Раздел первый
ОБЩЕТЕОРЕТИЧЕСКИЕ СВЕДЕНИЯ
Глава I
ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ПРОЦЕССЫ
ФОРМИРОВАНИЯ ОТЛИВОК
1. Основные методы
воздействия
на затвердевающий металл
Для повышения эффективности
литейного производства большое зна-
чение имеет создание новых методов
воздействия на жидкий и кристалли-
зующийся металл. Современные тех-
нологии формирования отливок чрез-
вычайно трудоемки, длительны, вы-
зывают значительные потери металла
на переделе и не всегда обеспечивают
достаточно высокое качество отливок.
Развитие новых направлений в теории
литейных процессов и создание на их
базе эффективных технологий формо-
образования тесно связаны, прежде
всего, с интенсификацией процессов
теплообмена и массопереноса в затвер-
девающих сплавах.
При формировании отливок проте-
кают следующие процессы: переме-
щение металла в каналах литниковых
систем, развитие турбулентного и кон-
вективного движения металла в форме,
контактного и неконтактного тепло-
обменов, переохлаждение расплава,
зарождение и рост кристаллов, диф-
фузия примесей, формирование новых
фаз и неметаллических включений,
усадка и ряд других, которые в обыч-
ных условиях затвердевания разви-
ваются в поле только гравитационных
сил и протекают без влияния на них
каких-либо других воздействий. Даль-
нейшее развитие специальных способов
литья базируется на использовании
теплосиловых воздействий: давления,
электромагнитных полей, вибрации,
ультразвука и др. При этом необхо-
димо учитывать следующие факторы:
интенсивность турбулент ного пере-
мешивания металла в форме можно
регулировать изменением схемы под-
вода металла к форме;
кавитационные явления в пере-
мешиваемом металле в полости формы
или литниковой системе не возникают
при увеличении внешнего давления
на расплав;
повышению интенсивности тепло-
обмена жидкого металла с формой
и предупреждению срыва пограничного
слоя способствует наложение положи-
тельного давления, а снижению интен-
сивности теплообмена — отрицатель-
ного1 давления; усилению теплообмена
и уменьшению толщины пограничного
слоя способствует вакуумирование
формы;
наложение вибрации на движущийся
поток жидкого или затвердевающего
металла приводит к появлению в по-
граничном слое вторичных течений,
интенсифицирующих процесс тепло-
массопереноса;
контактный теплообмен между от-
ливкой и формой усиливается при
повышении давления или заполнении
межконтактного зазора высокотепло-
проводными газами, порошками и ме-
таллами;
усилению интенсивности конвек-
тивного теплообмена и изменению па-
раметров конвекции способствуют
наложение вибрации и организация
дифференцированного теплоотвода;
скорость кристаллизации изме-
няется при изменении температурного
градиента на границе затвердевания
1 Под отрицательным и положи-
тельным давлениями понимают полу-
периоды звуковой волны разрежения
и сжатия.
Методы воздействия на затвердевающий металл
II
благодаря вибрации и перемешиванию
расплава;
интенсивность процесса перерас-
пределения примесей при кристаллиза-
ции сплавов можно регулировать, воз-
действуя на толщину диффузионного
пограничного слоя;
форма и расположение дендритов
в структуре зависят от толщины диф-
фузионного пограничного слоя,
направления конвективного потока
и теплоотвода во взаимосвязи с дей-
ствием гравитационных или внешних
сил; кристаллизация сплава при
устранении сил гравитации (в усло-
виях невесомости) определяется
силами поверхностного натяжения
расплава;
изменением скорости движения
расплава вдоль границы затвердевания
можно влиять на скорость кристал-
лизации и угол расположения дендри-
тов в отливке;
процесс очищения междендритных
пространств от ликвирующих при-
месей можно регулировать увеличе-
нием скоростного напора металла и
созданивхИ отрицательных давлений
на границе затвердевания сплава;
повышению плотности отливки,
жидкотекучести и трещиноустойчи-
вости, снижению усадочной рыхлости
и уменьшению прибыльной части от-
ливки способствует наложение вибра-
ции и ультразвука;
дисперсностью кристаллической
структуры и очищением границ кри-
сталлов можно управлять, используя
вибрацию; эффективность измельче-
ния кристаллической структуры
повышается при увеличении частоты
и амплитуды колебаний, снижении
температуры расплава и применении
огнеупорных покрытий литейной
формы;
из трех видов наложения вибраций
(в горизонтальном, вертикальном и
круговом направлениях) к наиболь-
шему измельчению зерна приводит
наложение колебательного движения
с круговой амплитудой в горизонталь-
ном направлении;
получению больших кавитацион-
ных давлений, необходимых для дроб-
ления кристаллов и создания допол-
нительных центров кристаллизации,
способствуют дегазация и рафиниро-
вание обрабатываемых сплавов, а так-
же уменьшение интервала кристалли-
зации сплава и воздействие на него
вибрации при температурах, находя-
щихся в интервале ликвидус — соли-
дус;
наложение электромагнитных полей
на жидкий и кристаллизующийся ме-
талл приводит к увеличению скоростей
кристаллизации, зарождения и роста
центров кристаллизации, коэффи-
циента диффузии примесей, кристал-
лизационному давлению и снижению
переохлаждения расплава; при этохМ
методе воздействия измельчается кри-
сталлическая структура и обеспечи-
вается получение концентрированной
усадочной раковины;
из всех методов перемешивания
(электромагнитного, продувки инерт-
ными газами и др.) наиболее эффектив-
ным является метод газоимпульсной
обработки жидких (в ковше) и за-
твердевающих (в крупных отливках
и1 слитках) расплавов; при этом методе
интенсифицируется теплообмен, уско-
ряется кристаллизация, измель-
чается структура и снижается склон-
ность к физической неоднородности;
наложение давлений интенсифици-
рует теплообмен, повышает скорость
кристаллизации, улучшает условия
фильтрационного питания отливок,
снижает склонность к трещинообразо-
ванию и способствует их уплотнению;
существенное измельчение кристал-
лической структуры, снижение объ-
ема усадочной раковины и склонности
к трещинообразованию может быть
достигнуто регулированием величи-
ной и направлением градиента темпе-
ратур перед границей затвердевания
за счет введения микрохолодильников
в виде металлической дроби;
качественные отливки больших га-
баритов могут быть получены органи-
зацией внутреннего теплоотвода
и применения принципа диффузионного
затвердевания.
Все методы внешних воздействий
можно условно разделить на три сле-
дующие группы:
введение в расплав давлений и упру-
гих колебаний (низкочастотные и вы-
сокочастотные ультразвуковые виб-
рации);
12
ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
механическое перемешивание рас-
плава электромагнитными силами,
газоимпульсной обработкой, продув-
кой инертными газами и специальными
механическими мешалками;
введение концентрированных источ-
ников энергии (электрических импуль-
сов или взрыва) в расплав.
2. Влияние внешних
воздействий
на гидродинамические
процессы литья
Выбор рационального подвода ме-
талла к форме с учетом турбулентности
потоков. Большинство разрабатывае-
мых схем подвода металла к отливке
основывается на теории движения иде-
альных жидкостей. При этом не учи-
Рис. 1. Схемы заполнения форм ме-
таллом с образованием (а и б) и без
образования (в) вихрей
тываются такие факторы, как турбу-
лентность потока жидкого металла,
образование вихрей и пограничного
слоя на поверхностях формы, суще-
ственно влияющие на неравномерный
ее прогрев и последующие процессы
затвердевания отливки. Между тем
при истечении металла из ковша и
перемещении его по литниковым систе-
мам (особенно с применением внешних
воздействий) критерий Рейнольдса
достигает значений 1 • 104—1 • 106, что
характерно для потока металла с боль-
шой турбулентностью при развитии
и срыве пограничных слоев, образова-
нии крупномасштабных вихрей и ме-
стного прогрева формы, возникновении
зон повышенных и пониженных давле-
ний в объеме формы и других явлений,
влияющих на склонность к образова-
нию усадочных дефектов и трещин
в отливке.
Поэтому при организации рацио-
нального подвода металла к форме
важно знать условия распространения
струй и потоков в ограниченных про-
странствах формы и литниковых систем
с точки зрения их теплового воздей-
ствия на обтекаемые поверхности и
распределения давлений внутри рас-
плава. Особенно это относится к от-
ливкам большой и средней массы.
Знание условий возникновения тур-
булентности важно также при раз-
работке новых способов литья.
При литье заготовок с большими
габаритными размерами обычно при-
меняют сифонный подвод металла через
каналы, расположенные в нижней ча-
сти формы (рис. 1). Такая схема литья
приводит к развитию затопленных
струй и появлению в соседних от них
объемах крупномасштабных вихрей,
вращающихся с большой скоростью.
Внутри вихря при этом возникают
объемы металла с разрежением, в кото-
рые перемещаются неметаллические
включения и газы (рис. 2). По-
этому в местах образования вихрей
уже в затвердевшей отливке обычно
наблюдают усадочную рыхлость и по-
вышенную загрязненность металла
неметаллическими включениями. Для
устранения этих дефектов литниковую
систему нужно проектировать с уче-
том возможности предотвращения
крупномасштабных вихрей.
Внешние воздействия на гидродинамические процессы литья
13
Рис. 2. Распределение давлений в вихре
Вихревые потоки всегда возникают
при резком изменении сечения каналов
и отрыве пограничного слоя (рис.' 3).
Касательную скорость вращения
вихря обычно принимают равной ско-
рости истечения металла из подводя-
щего канала на границе затопленной
струи.
При неизменной скорости вращения
вихря увеличение внешнего давления
на жидкий металл способствует по-
вышению в нем отрицательного давле-
ния. Крупные вихри более устойчивы,
чем мелкие.
Вихревое движение металла в по-
лости формы приводит к необходимости
при проектировании литниковых си-
стем учитывать все факторы, которые
бы снижали развитие турбулентности
и исключали возможность появления
в полости формы крупномасштабных
вихрей.
В результате обобщения многочис-
ленных данных по организации рацио-
нального режима заполнения литей-
ных форм жидким металлом Е. Д. Тара-
новым, Б. С. Гончаром и В. А. Ефимо-
вым была создана новая гидродинами-
ческая теория конструирования лит-
никовых систем, которая содержит сле-
дующие основные положения:
применять литниковую систему,
обеспечивающую значительное сниже-
ние выходной линейной скорости ме-
талла из литниковой системы в форму
(т. е. использовать литники и проводки
большого сечения);
склонность к развитию турбулент-
ности зависит от закона распре деления
скоростей потока жидкого металла на
выходе струи из литникового кин
в форму; на закон распределения влия-
ет конфигурация выходного селения
литника; из гидродинамической тео-
рии распространения струй и потоков
следует, что наименьшая выходная ско-
рость и наименьшая турбулентность
при равной массовой скорости потоков
в каналах равного сечения обеспечи-
ваются каналами щелевой формы;
так как развитие крупномасштабных
вихрей наблюдается в местах срыва
пограничного слоя (выступы и углуб-
ления в отливках), то места подвода
металла в форму нужно выбирать из
условий предупреждения возможного
срыва пограничного слоя или мини-
мального числа выступов и впадин по
ходу распространения затопленной
струи;
целесообразность выбора сифонного,
этажного, ступенчатого или верхнего
подвода металла в форму определяется
минимальным развитием турбулентно-
сти и крупномасштабных вихрей.
Однако созданы установки, в кото-
рых крупномасштабные вихри с обла-
стями отрицательных давлений ис-
пользуют для очищения больших масс
металла от вредных примесей и не-
металлических включений. Попадая
в область .движения такого вихря,
неметаллические включения и газы
мгновенно диффундируют к центру
Рис. 3. Схема распределения локаль-
ных вихрей (а) и импульсов отрица-
тельных давлений (б) при резком
изменении размера канала:
ДрГпах — максимальная разность давле-
ний на входе и выходе потока из канала
14 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
Рис. 4. Схема распространения затоп-
ленной струи:
/ — основной участок затопленной струи;
11 — зона турбулентного перемешивания
ядра, коагулируют и затем легко
удаляются из расплава. Поэтому вих-
ревая обработка металла турбулент-
ными вихрями (например, в каналах
магнитодинамических насосов) имеет
большое практическое значение.
Струйное движение. Если струя ме-
талла, истекающая из подводящего
литника, распространяется в среде
той же плотности и не контактирует
с твердыми поверхностями (крупная
отливка), то такую струю называют
затопленной. Ее развитие происходит
по законам свободной турбулентности.
На выходе из подводящего канала
границы струи в металле расходятся
под углом <р = 30-~35о, вовлекая
в движение окружающие объемы ме-
талла (рис. 4). При распространении
крупных осесимметричных струй
максимальная осевая скорость мтах
и длина Lq основного участка струи
равны:
6,4d0 '
итах — ' ~— >
Lq га 7d0.
Рис. 5. Влияние формы поперечного
сечения канала на среднюю скорость
истечения металла из стаканов
Рис. 6. Распространение затопленной
струи в ограниченном пространстве:
/>Кр — критическое сечение струи; abed —
зона всплытия газовых пузырей
Средняя скорость потока на внешней
границе пограничного слоя
и га
Масса металла, захватываемая
струей из окружающих ее объемов
металла Q, зависит от вихревой вяз-
кости в расплава:
в = 0,013yodo; Q = 8лъх.
Для технологических устройств, в
которых перемешиваются жидкости, по
этому уравнению определяют относи-
тельное количество расплава, приводи-
мого в движение затопленной струей.
Параметры струи значительно ме-
няются под влиянием начального про-
филя подводящего канала. Например,
при подводе металла через щелевой
канал максимальная осевая скорость
Umax уменьшается пропорционально
1/V*’ а угол распространения струи
<р 10°. Влияние распределения ско-
ростей при выходе из каналов различ-
ной формы на среднюю скорость исте-
чения показано на рис. 5.
При получении большинства отливок
затопленная струя распространяется
в пространстве, ограниченном стен-
ками формы (рис. 6). В этом случае
после соприкосновения расширя-
ющейся струи с поверхностью формы
с внешней стороны струи возникают
замкнутые циркуляционные потоки
металла.
Внешние воздействия на гидродинамические процессы литья
15
Если вертикальная струя перегре-
того сплава, имеющего температуру
Граз» распространяется в этом же
сплаве, но имеющем температуру Тср
ниже, чем в струе, то на каждую
частицу перегретой жидкости действует
вертикальная архимедова сила подъ-
ема, пропорциональная разности
плотностей перегретого сплава струи
и окружающего струю расплава
(рис. 7). При этом на выходе из кана-
ла избыточное теплосодержание ДС
струи, вносимое в форму, и термичес-
кий параметр q равны:
ДТ = Т раз Т ср;
ДС = cpg &TvQbQ;
q = 9,15gaa0Z>0,
где a — коэффициент, характеризу-
ющий угол расходимости струи; а =
. Ф «
~ tg -у- ’» Для струи жидкой стали
Ф = 30-4-35°.
По мере удаления от подводящего
канала струя расширяется по закону
b = Ьо + ах.
Осевую скорость в этом случае опре-
деляют из зависимости
При истечении металла из кольце-
вого литникового канала (рис. 8),
имеющего по окружности радиусом
R ~ хс ряд щелевых отверстий, пара-
метры каждой струи могут быть опре-
делены из следующих зависимостей:
0,152 k I
V W25" Т^70;
k = 4nxcr0og; *0 = -7-,
*С
где х — расстояние от оси кольцевого
канала; г0 — полутолщина щелевого ка-
нала; х0 — относительная координата.
Кавитационные потоки. При пере-
мещении сплавов с большой скоростью
и большим динамическим напором в по-
токе возникают кавитационные по-
лости, приводящие к появлению в жид-
кости пузырьков газа или пара. Кави-
тационные явления наблюдаются обыч-
но во всех устройствах, где потон
Рис. 7. Схема вертикальной перегре-
той струи (Ьо — зона смещения затоп-
ленной струи)
претерпевает местное сужение с по-
следующим расширением. При пере-
мещении его из области пониженного
статического (и повышенного динами-
ческого) давления в полость повышен-
ного давления происходит захлопыва-
ние пузырьков, сопровождающееся по-
вышением местных давлений, которые
достигают иногда очень больших зна-
чений. Ударная волна при этом раз-
рушает стенки каналов или дендриты
на границе затвердевания отливок.
Склонность к кавитации определяется
безразмерным критерием, называ-
емым числом кавитации:
л
0,5ра2 ’
где ро — статическое давление в дви-
жущемся потоке; рп — упругость на-
сыщенного пара данной жидкости
(табл. 1); v — скорость потока.
Рис. 8. Схема истечения струй из
кольцевого канала с отверстиями
16 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
1. Давление р паров некоторых металлов
при температуре плавления ТПл
Металл Г„л- °C р. 10е, Па Металл Гпл- °C р.106, Па
Алюминий 660 1,6-10"* Молибден 2622 2,9
Вольфрам 3387 2,2 Никель 1455 5,8-10"»
Железо 1535 4,95 Титан 1727 П.2
Кобальт 1440 1,01-Ю"1 Хром 1900 83,5-10?
Медь 1083 4,1-10"? Цинк 419 21,3
Кавитация появляется в том случае,
когда число кавитации QK <С 1.
Изменение радиуса кавитацион-
ного пузырька в потоке и продолжи-
тельность его захлопывания обычно
определяют по зависимостям:
2Ро .
Зрт ’
т = 0,915го ~\f _ р •
Радиус пузырька и критическое дав-
ление, при котором пузырек приобре-
тает устойчивое состояние в не содер-
жащей газов среде, равны:
II
гкр = у 3 r0 X
Учитывая, что кавитационные ка-
верны образуются преимущественно
в гидродинамическом пограничном слое
при обтекании твердых поверхностей,
значение г0, по данным А. Д. Перника,
приближенно можно принять равным
толщине этого слоя.
На термодинамические процессы рас-
ширения и захлопывания кавитацион-
ных каверн влияют физические свой-
ства жидкости и наличие в ней при-
месей в виде пузырьков газа и твердых
частиц. Образование кавитационных
каверн при этом может происходить
по двум следующим законам:
если жидкость свободна от примесей,
то возникновение каверн связано с раз-
витием такого расширения, при кото-
ром каверна возникает вследствие вы-
деления паров самой жидкости; обычно
это происходит при отрицательных
давлениях, измеряемых тысячами
мегапаскалей; такой вид кавитации
называют паровой кавитацией;
если в жидкости содержится некото-
рое количество газа, мельчайшие пу-
зырьки которого имеют радиус, при-
мерно равный 10-7 см, то процесс
образования кавитационных каверн
облегчается, а требуемое для этого
разрежение составляет несколько со-
тых мегапаскалей; мелкие пузырьки
образуются в мельчайших трещинах
на поверхностях сосуда, ограничива-
ющего жидкость, или на поверхности
взвешенных в жидкости частиц; такой
вид кавитации называют газовой кави-
тацией.
При исследовании механизма уль-
тразвуковой обработки металлов и
сплавов Л. И. Леви и Л. Б. Маслан
установили, что развитию кавитации
способствует наличие в расплаве ка-
витационных зародышей в виде пу-
зырьков газа, неметаллических вклю-
чений и др. Установлено, что полости
размером до 10 мкм в поле ультра-
звука увеличиваются в 10—12 раз
и затем захлопываются, вызывая удар-
ную волну. При увеличении размеров
пузырька до 50 мкм явления захлопы-
вания не происходит, и они всплывают
по закону Стокса. Поэтому при опти-
мальных параметрах вибрационного
или ультразвукового воздействия оп-
тимальными являются полости раз-
мером до 50 мкм.
Пограничный слой при движении ме-
талла в форме. Интенсивность передачи
Внешние воздействия на гидродинамические процессы литья
17
теплоты и массопереноса к поверхности
от движущегося расплава зависит от
толщины пограничного слоя. При тече-
нии жидкости около обтекаемой по-
верхности образуются слои, т. е. об-
ласти расплава, в которых скорость,
и температура расплава, концентрация
примесей меняются от значений этих
величин на поверхности до их значе-
ний в движущемся потоке (рис. 9).
Различают три вида пограничных
слоев: гидродинамический о, тепло-
той 6Т и диффузионный 6р. Толщины
этих слоев при равных условиях тече-
ния различны. Во всех случаях сни-
жение толщин этих слоев приводит
к интенсификации тепломассопереноса,
а их увеличение или срыв погранич-
ного слоя — к снижению интенсивно-
сти этих процессов. Зная основные
параметры, влияющие на распределе-
ние пограничного слоя по периметру
затвердевающей отливки, можно весьма
существенно влиять на условия тепло-
отвода и кристаллизацию сплавов.
Толщины 6Л и 6тр соответственно
ламинарных и турбулентных гидро-
динамических пограничных слоев
при обтекании поверхности обычно
определяют из зависимостей
где х—расстояние от оси до выход-
ного сечения стакана; v — скорость
потока в данном месте поверхности.
При течении расплава вдоль поверх-
ности ламинарный гидродинамический
слой на расстоянии / = Rev/y от
места развития потока переходит в тур-
булентный.
Распределение скоростей в попереч-
ном сечении цилиндрического металло-
Рис. 9. Развитие пограничных слоев
вдоль обтекаемой плоской поверх-
ности
провода на начальном участке пока-
зано на рис. 10. Длина начального
участка при ламинарном движении
/нач == 0,065D Re. При турбулентном
режиме движения длина начального
участка сокращается и составляет
/нач = (50-4-100) D.
Если толщина гидродинамического
пограничного слоя обратно пропорци-
ональна критерию Рейнольдса, т. е.
62 — 1/Re, то толщина теплового по-
граничного слоя обратно пропорци-
ональна произведению чисел Рей-
нольдса и Прандтля: 6Т = l/(RePr),
а отношение толщин слоев примерно
равно 6T/6 =l/~l/P^' Если учесть,
что для всех металлов Рг < 1, то во
всех системах для подвода металла
толщина теплового слоя больше тол-
щины гидродинамического. Более
точные зависимости для оценки тепло-
отдачи к поверхности расплавленных
металлов при условии движения по-
тока вдоль плоскости и значениях
Рг < 1 и Re<4-106 имеют следу-
ющий вид:
л 6 •
°т = рГ0.4 »
Nu = 0,343 Рг0’4 Re0,5.
Рис. 10. Распределение скорое:
:е металлопровода
КамАЗа
18 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
Рис. 11. Отрыв пограничного слоя на
закругленной поверхности формы
Для сценки условий теплопередачи
от жидких металлов, движущихся в ци-
линдрической трубе к ее поверхности
при турбулентном режиме движения,
обычно используют уравнение Лайона
Nu = 7,5+ 0,025 Ре0’8.
Диффузионный пограничный слой
представляет собой очень тонкий слой
жидкости, прилегающий к поверхности
раздела, в котором происходит резкое
изменение концентрации примесей
в расплаве. Эффективная толщина это-
го пограничного слоя
динамического. Однако этот слой резко
нарушается при обтекании излома или
закругления поверхности, в резуль-
тате чего поперечное сечение струи
увеличивается. При этом динамический
напор (особенно в пограничном слое)
резко снижается, а статический воз-
растает. Если статический напор в этом
месте больше динамического, то проис-
ходит отрыв струи (рис. 11).
Положительное статическое давле-
ние в пограничном слое вызывает
торможение движения пристеночных
слоев жидкости, их остановку и даль-
нейшее перемещение этого потока в об-
ратном направлении. Поэтому в местах
перехода в отливке от тонкого сечения
к толстому происходит отрыв погра-
ничного слоя, возникновение слабых
обратных циркуляционных потоков
и резкое снижение теплоотвода к стенке
формы. Обычно в этих местах разви-
ваются дефекты усадочного происхо-
ждения.
Место отрыва пограничного слоя
от криволинейной поверхности опре-
деляют из соотношения
S0Tp 0,392/?.
о л / vx \0,б / V \ з
6П=4,64(—) (-Д-) ,
где G — температурный градиент.
Отрыв пограничного слоя. Харак-
тер распределения скоростей в по-
перечном сечении потока зависит от
распределения в нем статического и
динамического давлений: р0 +
-j- pt/2/2 — const, т. е. чем больше
ру2/2, тем меньше р0.
Если поток движется по оси с боль-
шой скоростью, то динамический напор
в нем больше, чем статический. В при-
торможенной стенкой части потока
скорость убывает, а статический напор
увеличивается. Поэтому развитие
пограничного слоя происходит только
в том случае, если вдоль потока стати-
ческое давление значительно меньше
Влияние внешних воздействий на
пограничный слой. Давление оказы-
вает влияние на распределение ско-
ростей в поперечном сечении потоков
жидкости. Так, наложение внешних
давлений в направлении потока спо-
собствует более раннему срыву по-
граничного слоя, а разрежение —
задержке этого процесса (рис. 12).
В пограничном слое покоящейся
жидкости (рис. 13), контактирующем
с телом, которое совершает гармониче-
ские колебания с малой амплитудой ,
в горизонтальном направлении • под
действием сил трения, возникают вто-
ричные течения, приводящие в дви-
жение всю жидкость. Это движение
направлено с каждой стороны колеб-
лющегося тела от пучностей к узлам ,
колебательной системы.
Жидкость течет к цилиндру сверху
и снизу и оттекает от него в двух
направлениях, в которых происходит
колебание. Толщина пограничного
Внешние воздействия на гидродинамические процессы литья
19
Рис. 12. Распределение скоростей 1
и давлений 2 в пограничном слое:
а — при пониженном давлении; б — при
возрастании давления в направлении те-
чения
слоя в этом случае пропорциональна
кинематической вязкости: 6^4 "j/vx,
а скорость вторичного течения 0 =
3 dv .
= — у —(тип — соответственно
4п dx
продолжительность и частота коле-
баний).
На рис. 14 показано влияние вибра-
ции трубы на распределение скоростей
в потоке. Так как в процессе вибрации
в местах возникновения пучностей
волны скорость перемещения жидкости
равна нулю, а ускорение достигает
Рис. 13. Расположение линий тока
стационарного течения вокруг виб-
рируемого цилиндра
Рис. 14. Распределение скоростных
полей в расплаве при течении в тру-
бе, подвергающейся вибрации
максимальных значений, то вибрация
в этом месте будет способствовать
развитию статического давления на
металл: р = та. Высокое давление
при этом приводит к уменьшению
скоростей в поперечном сечении по-
тока, а в местах спада волны к узлам
скорость и разрежение достигают ма-
ксимальных значений.
Из всех способов управления по-
граничным слоем наибольшее практи-
ческое значение имеют отсасывание
и сдувание. При отсасывании погра-
ничного слоя через пористую стенку
(рис. 15) в пристеночном слое сни-
жается статическое давление и преду-
преждается отрыв этого слоя, более
длительное время сохраняется лами-
нарный пограничный слой и умень-
шается сопротивление гидравлической
системы.
Таким образом, главными направле-
ниями управления процессами форми-
рования отливок являются:
выбор схем и средств воздействия на
жидкий металл,предупреждающих раз-
витие в полости формы турбулентных
потоков и вихреобразования;
управление струйным движением
в объеме разливаемого металла за счет
Рис. 15. Схема отсасывания погранич-
ного слоя черев пористую стенку
20 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
Рис. 16. Распределение вихревых по-
токов.
Области:
1 — 1 — движения металла в подводящем
канале; 2—2 — окончания возвратного дви-
жения металла; 3 — 3 — установившегося
движения металла в форме
Рис. 17. Распределение вихревых по-
токов при движении металла:
а — в криволинейном канале; б — при
переходе из двух каналов в один; в — при
переходе из одного канала в два
применения рациональных форм вы-
ходных сечений и других средств;
управление процессами формирова-
ния пограничных слоев и мест их
отрыва с обтекаемых поверхностей
для организации равномерного тепло-
отвода .
Распределение вихревых потоков
в пограничных слоях зависит от ме-
тода подвода металла к форме. Про-
цесс вихреобразования обычно начи-
нается в период заполнения формы
металлом и продолжается после ее
заполнения (рис. 16, а). Места рас-
положения их определяются гео-
метрическими параметрами отливки
и местом ввода расплава (рис. 16, бив).
Развитие замкнутых вихрей при
литье деталей, имеющих криволиней-
ную поверхность, происходит на вну-
тренней и внешней поверхностях по-
тока (рис. 17). Места нарушения
сплошности при переходе потока из
двух каналов в один показаны на
рис. 17, бив.
Большое значение при проектиро-
вании гидравлических систем имеет
определение мест отрыва пограничных
слоев. При течении расплавов в сужи-
вающихся каналах скорость потока
непрерывно увеличивается и отрыва
пограничного слоя не происходит
(рис. 18, а). Наоборот, при применении
расширяющихся каналов скорость
непрерывно убывает и на определенном
расстоянии от места входа потока
происходит отрыв пограничного слоя
(рис. 18, б). Отрыв (по данным
Г. Шлихтинга) наступает при хотр -
~ 1,21а (а — расстояние от места
входа потока) независимо от угла
раствора канала.
При определенных скоростях вра-
щения формы при центробежном литье
в местах отрыва образуются вторичные
потоки в виде ряда торообразных
вихрей (рис. 19), снижающих интен-
сивность теплоотвода от затвердеваю-
щей отливки к форме. Основные пара-
метры такого вихря описываются кри-
терием Тэйлора
Та = ±£. /4>41.3.
где щ и R — соответственно окружная
скорость и радиус поверхности враща-
ющегося металла.
*
Внешние воздействия на газодинамические процессы литья
21
Рис. 18. Развитие пограничного слоя
в каналах
Интенсивность развития вихрей
в полости формы зависит от скорости
потока и формы подводящего канала.
При одном и том же поперечном сече-
нии подводящего канала скорость по-
тока при выходе из сужающегося
канала больше, чем скорость потока
при выходе из цилиндрического канала
(рис. 20). Для значительного снижения
скорости истечения применяют рас-
ширяющийся канал с углом наклона
стенок не более 7°. При выборе метода
Рис. 19. Образование торообразных
. вихрей при центробежном литье
подвода металла необходимо учиты-
вать, что при равных сечениях каналов
усх урасх*
Увеличение скорости затвердева-
ния сплавов в углах отливок объяс-
няется развитием вторичных потоков
в каналах (рис. 21). Если каналы
имеют треугольную или четырехуголь-
ную форму поперечного сечения, то
вторичные потоки в таких сечениях
непрерывно переносят импульсы из
середины течения в углы. Возникаю-
щее в углах стеснение потока вызывает
обратное течение вдоль ограничива-
ющих его поверхностей. Поэтому
Is
/ Рис. 20. Схемы подвода металла в форму через канал|
О —• Цилиндрический; б — сходящийся; в — расходящийся; г — заполнение формы
Дл/• -Методом водослива; — сечение канала соответственно наиболее
" с’ сх расх
f узкого, цилиндрического, сходящегося и расходящегося
22 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
Рис. 21. Схемы вторичных течений
в трубах с треугольным (а) и четырех-
угольным (б) поперечными сечениями
в острых, незакругленных углах по-
являются зоны пониженных ско-
ростей перемещения расплава и соот-
ветственно повышенных скоростей
его затвердевания.
3. Влияние внешних
воздействий на теплообмен
Контактный теплообмен. Контакт-
ным теплообменом называют передачу
тепла между соприкасающимися твер-
дыми поверхностями. Распределение
температур в контактируемых телах
при прохождении стационарного тепло-
вого потока q (Вт-м2) вызывает некото-
рый скачок температуры ДТК, кото-
Рис. 22. Стягивание линий теплового
тока в контактирующих телах, мо-
дель эквивалентного теплового канала
(единичного контакта):
/ и 2 — контактирующие тела
рый пропорционален плотности те-
плового потока через контакт:
Я = ак АТд,
где ак — коэффициент контактной
теплопередачи, Вт/(м2-°С).
Возникновение скачка, температуры
создает термическое сопротивление
R 1/ак.
При соприкосновении двух тел плот-
ность их контакта зависит от состо-
яния контактирующих поверхностей.
Наибольшее влияние на теплообмен
оказывают шероховатость и волни-
стость поверхности. Расстояние
между неровностями при шероховато-
сти превышает их высоту в десятки раз,
а при волнистости' — в сотни раз.
При сближении двух поверхностей
в контакт вступают прежде всего наи-
более высокие неровности. По мере
роста давления на корочку затвердев-
шего металла происходит деформация
неровностей и в контакт подключаются
новые, более низкие выступы. При
этом число контактных пятен и относи-
тельная площадь фактического кон-
такта увеличиваются. В этих условиях
теплота передается от одного тела
к другому прежде всего через пятна
непосредственного соприкосновения.
Поэтому линии теплового тока всегда
стягиваются к пятнам (рис. 22, а),
где происходит концентрация тепло-
вого потока.
Обычно для анализа контактного
теплообмена соприкасающиеся тела
делят на ряд параллельных каналов,
имеющих одинаковый средний ра-
диус а (рис. 22, б) и число каналов,
равное числу п пятен контакта. Тол-
щину 6 контактного зазора за пре-
делами пятна контакта принимают
постоянной. Экстраполированный
скачок температур АТК на контактной
поверхности показан на рис. 22, в и г.
Если соприкасающиеся поверхно-
сти имеют высокую температуру, а за-
зоры между ними заполнены газами,
то поток переносимой теплоты при
контактном теплообмене складывается
из тепловых потоков, возникающих
в результате проводимости через пятна
контакта, теплопроводности слоя
разогретого газа в зазоре и теплового
излучения от слоя кристаллизующе-
гося металла к стенке пресс-формы.
Внешние воздействия на теплообмен
23
Следовательно, суммарный удель-
ный тепловой поток равен
Я — Яп <7заз ~Ь Якзл •
Удельный контактный тепловой
поток от прижимаемой к форме корочки
отливки
где к и Е — теплопроводность и модуль
-упругости твердого тела; а — радиус
пятна контакта; при контакте волни-
стых поверхностей а « 0,5-10~8 м;
р — механическое давление на корочку
затвердевающей отливки; h — высота
неровностей на поверхности отливки;
со — показатель степени для волнистых
поверхностей, со = 0,4ч-0,5; 7\
и Т2 — температуры соприкасающихся
поверхностей.
Удельный тепловой поток через га-
зовый зазор
Язаз =
где Х2 — теплопроводность газа при
температуре (Т± + Г3)/2; ft и q2 —
длины температурных скачков на
границах зазора, определяемых экс-
траполяцией температурных кривых
прогрева формы и охлаждения от-
ливки (см. рис. 22, г); 6 — зазор между
поверхностями; 6 — h.
Теплопроводность газов при любой
температуре Т подсчитывают по зави-
симости
где Хо — теплопроводность при темпе-
ратуре То = 0 °C.
Значения Хо и показателя степени п
приведены в табл. 2.
Удельный тепловой поток при
излучении с поверхности отливки ра-
вен
«?и8л = 8‘’(7'|-7'2)>
где в — приведенная степень черноты
Контакта руемых поверхностей|
1 1 , 1
~ё~~ "в -----------,3
и 88 — степени черноты поверхно-
* стей соответственно отливки и фор-
2. Значения Хо и п
в формуле X = 10 (Т/Т^п
при То = 0 °C
Газ Относи- тельная молеку- лярная масса Вт/(м-°С) п
Гелий 4 0,1426 0,73
Неон 20,02 0,0464 0,71
Аргон 40,0 0,0165 0,80
Криптон 83,8 0,0089 0,86
Ксенон 131,8 0,0052 0,91
Водород 2 0,1722 0,78
Воздух 32 0,0244 0,82
Азот 28 0,0242 0,80
Двуокись углерода 44 0,0149 1,23
мы; о — постоянная Стефана — Больц-
мана; о=5,67‘10“§ Вт/(м2*°С).
В различных условиях затвердева-
ния необходимо или усиление контакт-
ного теплообмена, или создание допол-
нительного термического сопротивле-
ния. Способы интенсификации кон-
тактного теплообмена следующие:
повышение контактного давления
при литье под низким и высоким давле-
нием;
заполнение межконтактного зазора
газом с высокой теплопроводностью
(водородом, гелием), жидкостями
(легкоплавкими металлами, например
эвтектическими сплавами, содержа-
щими 44,5% свинца и 55,5% висмута)
и порошкообразными веществами
(графитовыми, медными, алюмини-
евыми) в сочетании с вязкой жид-
костью;
нанесение на поверхность пресс-
формы покрытий (табл. 3) с высокой
теплопроводностью и малой твердостью
(например, из меди, никеля, олова,
серебра и других материалов); при
этом толщина покрытий должна быть
больше размера пятен контакта, т. е.
десятки микрометров;
введение в зону контакта высоко-
теплопроводных тонких прокладок
из мягких металлов (олова, кадмия,
свинца и других материалов; см.
табл. 3).
Для повышения термического со-
противления сводят до минимума кон-
24 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
3. Физические свойства материалов
покрытий и прослоек
при нормальных условиях
Материал т 1 ПЛ’ °C х, Вт/(м.°С) <*В’ МПа
Серебро 960 420 130
Медь 1083 395 230
Кадмий 321 98 63
Олово 232 66 18
Свинец 327 35 12
Эвтектика 125 9 ——
Глицерин — 0,28
тактное давление; увеличивают вы-
соту неровностей с помощью грубой
обработки и нанесения волнистости
на поверхность пресс-формы, создают
в зоне контакта разреженную газовую
среду, вводят в зону контакта про-
кладки из термоизоляционных мате-
риалов (листового асбеста, стеклоткани
и др.), порошкообразные оксиды или
окисленные металлические поверх-
ности, жесткие металлические листы.
Конвективный теплообмен. При за-
твердевании сплавов внутри формы
возникает конвективное движение
расплава, влияющее на интенсив-
ность теплопередачи, развитие зо-
нальной неоднородности, скорость
кристаллизации и другие параметры
процесса литья.
Если движение возникает в резуль- .
тате разной плотности нагретых и
холодных масс жидкости, то такой
процесс называют свободной кон-
векцией. Если же движение возникает
под действием внешних сил (электро-
магнитных, центробежных и др.), то
процесс называют вынужденной кон-
векцией .
Теплообмен между потоком жидко-
го металла и поверхностью формы
пропорционален коэффициенту тепло-
передачи а, разности температур АТ
жидкости и поверхности формы и пло-
щади F теплообмена. Для условий
стационарного теплообмена тепловой
поток равен
Я = GL&TF\ ос = др ,
АТ = т8 — Г,
где Т8 и Т — температуры соответ-
ственно стенки и среды.
Коэффициент теплопередачи — это
количество теплоты, передаваемое от
движущейся среды к поверхности фор-
мы. Значение коэффициента зависит
от размеров, конфигурации и темпера-
туры поверхности теплообмена, ги-
дродинамики движущейся среды, ре-
жима движения, скорости и темпера-
туры жидкого металла, физических
свойств расплава и других факторов.
Наибольшее влияние на интенсив-
ность теплопередачи оказывают ско-
рость v потока и режим течения рас-
плава. Чем больше ц, тем боль-
ше а.
На границе соприкосновения среды
и поверхности твердого тела обра-
зуется пограничный слой заторможен-
ной жидкости, в котором скорость
изменяется от нуля на поверхности до
скорости основной части потока. Дви-
жение жидкости в пограничном слое
может иметь как ламинарный, так
и турбулентный характер. При турбу-
лентном течении эффективная вяз-
кость, скорость диффузии и интенсив-
ность теплопередачи значительно
выше, чем при ламинарном течении.
Если при движении жидкости вдоль
гладкой стенки образуется ламинарный
пограничный слой, то коэффициент
п к
теплопередачи а « v ’ , а при турбу-
лентном слое а « ц0,8. При переходе
из ламинарного режима течения в тур-
булентный а « и1,4.
Главными параметрами, характе-
ризующими конвективное движение
жидких сплавов, являются распре-
деления скоростных, температурных
и тепловых полей в пограничном слое б
потока (рис. 23). Развитие погранич-
ных слоев вдоль вертикальной стенки
зависит от условий нагрева или охла-
ждения среды.
Основные параметры конвективного
потока. Если Т8 > Т, то максималь-
ная скорость уТОах развивается в сече-
нии потока, расположенном на рассто-
янии 0,386 от поверхности:
»п>« = V2gfiL
Толщину б, возрастающую по на-
правлению х движения потока, при-
Внешние воздействия на теплообмен
25
Рис. 23. Распределение скоростей и
температур в случае естественной кон-
векции около вертикальной поверх-
ности в пограничном слое 6 восходя-
щего потока
ближенно определяют из соотношения
Gr PgP2 (Т, -Т)Н»
и
= pg (Т, - Г) н*
у2 >
где Н — высота отливки; Gr — крите-
рий Грасгофа.
Значение коэффициента теплопере-
дачи уменьшается при увеличении тол-
щины 6.
Толщина пограничного слоя в не-
ограниченном пространстве может
быть определена также по зависимости
Рис. 24. Распределение скоростных
потоков в зависимости от температуры
поверхности Tx_2 и температуры сре-
ды Т: бт, 6И — пограничные слои
соответственно тепловой и гидродина-
мический
Теплопередача к вертикальной по-
верхности. Экспериментальные данные
по теплопередаче к вертикальной по-
верхности высотой Н и от этой по-
верхности в условиях свободной кон-
векции среды представлены на рис. 25
[11]. Для определения коэффициента
теплопередачи вначале определяют зна-
чение произведения GrPr, а затем по
экспериментальной кривой находят
критерий Nu. Значения теплофизиче-
ских характеристик, необходимых
для расчета значений указанных кри-
териев, приведены в табл. 4—6.
Значения критерия в случае конвек-
тивного движения определяют из урав-
нения
' Re = .
V
' Распределение температур и скоро-
конвективного потока жидкой
среды зависит от условий теплопере-
ЛНи. Законы изменения Т и и пред-
ставлены: на рис. 24, а —при 7\> Т ;
24, б — при 7\ < Т, 24, в — в случае
охлаждения расплава металла в форме;
24, а — при нахождении расплава
^ежду холодными поверхностями
формы.
Рис. 25. Экспериментальные значения
Nu для вертикальных пластин в ус-
ловиях свободной конвекции
26 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
«
4. Коэффициент объемного расширения некоторых сплавов
Сплав Средние значения коэффициента 3- 106 (1/°С) при температурах, °C
20—100 20 — 200 20—400 20—600
Чугун с содержанием * 3,6% С Сталь с содержанием * С, %: 8,6 8,8 11,3 13,2
0,1 11,6 12,6 12,6 13,6 14,6
0,3 13,9 15,6 15,6
0,5 12,0 12,4 13,3 14,1
0,7 Н.5 12,3 13,0 13,8
Чистое железо 11,5 11,7 11,8 12,0
Цинковая бронза 17,5 —- —-
Латунь М63 19,0 —- —- —
Латунь М90 17,0 *
Медь 16,8 —— — —
Алюминий 23,0 —— —
Цинк 30,0 —-
* Массовая доля.
Теплопередача к горизонтальной по-
верхности. Значения критерия Nu и
коэффициента теплопередачи как
к вертикальным, так и к горизонталь-
ным поверхностям при свободной кон-
векции среды могут быть определены
из уравнения
Nu = с' (Gr Pr)n.
Значения коэффициента с' и показа-
теля степени п в этом уравнении при-
ведены в табл. 7. Теплофизические
свойства (см. табл. 4—6) выбираются
по средней температуре стенки и среды:
гр (Т 4" Ts) Q
Тср = ——. За линеиныи размер
в критериях Nu и Gr принимают: для
вертикальной пластины высоту, для
горизонтальной длину.
Свободная конвекция в замкнутом
пространстве. Если жидкость заклю-
чена между двумя поверхностями, на-
, • ходящимися на расстоянии Ь, то сво-
бодная конвекция отличается боль-
шим разнообразием конвективных
движений. Конвекция отсутствует
при условии, что температура нижней
горизонтальной поверхности меньше
температуры верхней и передача те-
плоты осуществляется только тепло-
проводностью через слой жидкости
КТ „
при Nu = -у- = 1. В случае, когда
температура нижней горизонтальной
поверхности выше температуры верх-
ней поверхности, условие теплопере-
дачи в жидкости (ртути, воде, масле),
заключенной между ними, описывается
уравнением
Nu = 0,069 (Gr Рг)1/3 Рг0-074.
Схемы развития конвективного
движения между горизонтальными по-
верхностями в жидкой среде представ-
лены на рис. 26. Если нижняя поверх-
ность имеет большую температуру, чем
верхняя, то при Gr Рг 1700 между
горизонтальными поверхностями воз-
никают замкнутые конвективные по-
токи.
Теплопередача жидких металлов.
Приведенные выше формулы для рас-
чета коэффициентов теплопередачи мо-
гут быть применены к жидкостям, для
которых число Pr Z> 0,5. Только для
жидких металлов справедливо не-
равенство Рг < 0,5, что объясняется
их высоким коэффициентом теплопро-
водности. Поэтому в жидких металлах
значительно большие тепловые по-
5. Теплофизические свойства химических элементов
Элемент X, Вт/(м ®С), при температуре, °C Свойства при 20 °C Темпе- ратура плавле- ния, °C
-73 0 127 327 527 727 927 р, кг/м* Дж/(кг-°С) к, Вт/(м.°С) V. 10е. м*/с
Алюминий 237 236 240 232 220 —— 2 702 896 236 97,5 660
Бериллий 301 218 161 126 107 89 73 1 850 1750 205 63,3 1277
Железо 94 83,5 69,4 54,7 43,3 32,6 28,2 7 870 452 81,1 22,8 1537
Золото 327 318 312 304 292 278 262 19 300 129 316 126,9 1063
Кремний 264 168 98,9 61,9 42,2 31,2 25,7 2 330 703 153 93,4 1410
Магний 159 157 153 149 146 — — 1 740 1017 156 88,2 650
Марганец 7,17 7,68 — • — 7 290 486 7,78 2,2 1244
Медь 413 401 392 383 371 357 342 8 933 383 399 116,6 1083
Молибден 143 139 134 126 118 112 105 10 240 251 138 53,7 2610
Никель 106 94 80,1 65,5 67,4 71,8 76,1 8 900 446 91 22,9 1453
Олово 73,3 68,2 62,2 — — —1 — 5 750 227 67 51,3 232
Платина 72,4 71,5 71,6 73 75,5 78,6 82,6 21 450 133 71,4 25,0 1769
Свинец 36,6 35,5 33,8 31,2 —— — — 11 340 129 53,3 24,1 327
Серебро 403 428 420 405 389 374 358 10 500 234 427 173,8 960
Титан 24,5 22,4 20,4 19,4 19,7 20,7 22 4 500 611 22 8,0 1680
Хром 111 94,8 87,3 80,5 71,3 65,3 62,4 7 160 440 , 91,4 29,0 1845
Цинк 123 122 116 105 — — 7 140 385 121 44,0 426
Цирконий 25,2 23,2 21,6 20,7 21,6 23,7 25,7 6 570 272 22,8 12,8 1852
Внешние воздействия на теплообмен
ю
28 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
6. Динамическая вязкость некоторых веществ в жидком состоянии
Жидкое вещество т, °C ц. Па с Жидкое вещество Т, °C ц, Па с
Железо Сталь 1600 1600 0,045 0,05 Доменный шлак 1500 ю О
Чугун Медь 1200—1400 1133 0,02—0,04 0,041 Мартеновский шлак 1600 0,2—0,4
Алюминий 700 0,046 Вода 20 0,0102
Олово 480 0,0115 Касторовое масло 20 7,24
7. Значения величин в формуле Nu = с' (Gr Рг)л
Поверхности пластины Cf Gr Рг п
Вертикальные * 0,59 0,021 0,10 10’—10® 10®—1 о13 10®—1 о13 1/4 2/5 1/3
Верхняя поверхность нагретых пластин или нижняя поверхность охлажденных пластин 0,54 0,15 2-104—8-10’ 8-10’—1011 1/4 1/3
Нижняя поверхность нагретых пластин или верхняя поверхность охлажденных пластин 0,58 10Б— 10й 1/5
токи перемещаются к поверхностям
при сравнении с другими жидкостями.
Критериальное уравнение тепло-
обмена для турбулентного режима дви-
жения жидких металлов имеет вид
Nu = 0,135 (Gr Рг)1/3.
Условие возникновения конвек-
ции — это наличие определенного
температурного градиента. Поэтому,
если толщина отливки небольшая,
•а градиент незначителен, затвердева-
ние может происходить без конвектив-
ного движения расплава. Допуска-
емый температурный градиент по
сечению отливки при этом должен
быть не более
’ dT 27n*fyi
dx < 4gfid* ’
где k — коэффициент температуро-
проводности; d — толщина отливки.
Условия отсутствия конвекции в го-
ризонтально расположенных отлив-
ках могут быть определены зависи-
мостью
Gr Рг< 103,
в которой определяющим размером
следует принимать ширину от-
ливки .
Влияние вибрации на конвективные
процессы. Вибрация и другие источ-
ники возмущений конвективных
потоков приводят к усилению возму-
щений в пограничном слое и, следова-
тельно, к усилению теплоотвода. На-
ложение внешних воздействий в этом
случае приводит к возникновению вто-
ричных потоков (рис. 27), которые из-
Внешние воздействия на кристаллизацию сплавов
Рис. 26. Схема конвективного движе-
ния между горизонтальными поверх-
ностями:
а — Т2 < 7\; б - 7\ > Т2 при GrPr <
< 1700; в - 7\ > Т2 при GrPr > 1700;
б — расстояние между поверхностями
меняют гидродинамическую ситуацию
на границе затвердевания, и к изме-
нению условий теплоотвода.
4. Влияние внешних
воздействий
на кристаллизацию сплавов
Механические и специальные свой-
ства отливок зависят от развития
процессов ликвационного распределе-
ния ликвирующих примесей, типа кри-
сталлической структуры, размеров
дендритов и расстояния между его
ветвями. Уменьшению размеров пер-
вичных кристаллов и улучшению
свойств отливок способствуют сни-
, Жение дендритной неоднородности
r<gt повышение скорости кристаллизации
:^Жлавов.
Cjh «При затвердевании сплавов проис-
JS&AHt выделение теплоты кристаллиза-
и Рост кристаллов, перераспреде-
пРимесеи и конвективное пере-
^Чюение расплава вдоль границы за-
’ ЛЙЙрдевания. Существенное влияние
£ти процессы оказывают теплофизи-
fWCKHe условия затвердевания и
Шешние воздействия. Для анализа
> Сияния отдельных параметров на
Рис. 27. Вторичные течения в погра-
ничном слое при конвективном обте-
кании поверхности, подвергающейся
вибрации (т| — относительное удале-
ние от поверхности)
кристаллизацию сплавов могут быть
использованы упрощенные зависи-
мости, описывающие развитие про-
цесса в отдельные периоды затверде-
вания.
Рост кристаллов. Главными параме-
трами, характеризующими рост кри-
сталлов, являются величина пере-
охлаждения расплава, температурный
градиент и интенсивность диффузион-
ного массопереноса примесей на гра-
нице затвердевания сплавов.
При дендритной кристаллизации
скорость роста ветвей кристалла про-
порциональна величине переохла-
ждения АГ:
р х (Д7У
4роТЛиК
где а — межфазная поверхностная
энергия.
Во время роста дендритов концы
их ветвей переохлаждаются до темпе-
ратуры, меньшей температуры лик-
видуса ГЛик на АТ (рис. 28):
АТ = АТт 4- АТС + АТГ,
где АТт, АТС и &ТГ — переохлаждение
соответственно термическое, кон-
центрационное и вызываемое кри-
визной вершины дендрита;
дТ = О^ЛИК
Wkp
где г — радиус вершины дендрита;
<7кр— удельная скрытая теплота плав-
ления (табл. 8)
80 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВСК
Рис. 28. Кривая охлаждения сплавов
Главными параметрами, на которые
могут влиять внешние воздействия,
являются ДТт и ATC. Для анализа
влияния на процесс кристаллизации
сплавов термического переохлажде-
ния ДТт можно использовать упрощен-
ную зависимость [16] ДТт == — 6Т,
в которой температурный градиент
перед границей затвердевания равен
dT г о
—-— = G, а от — толщина теплового
ах
пограничного слоя (рис. 29). Темпера-
турный градиент зависит от теплоты
</Кр, скорости R кристаллизации сплава
и теплопроводности % жидкого ме-
талла:
~ (<7кр “Ь 7пер)
dx ~ %
где <?пер— теплота перегрева стали.
Из приведенной зависимости следует,
что величиной температурного гра-
диента можно управлять, изменяя те-
плоту <?пер перегрева стали. Если
7пер = 0, то
д , АТ
?крр Ах
Рис. 29. Распределение температур-
ного пограничного слоя при затверде-
вании отливки
Теплосодержание перегретых ме-
таллов и теплоту их кристаллизации
см. в табл. 8.
Если (/пер и <7кр отводятся только
к поверхности формы через слой за-
твердевшего металла, то перед грани-
цей затвердевания устанавливается
положительный температурный гра-
диент (рис. 30, а), обеспечивающий
направленный теплоотвод и преимуще-
ственный рост столбчатых кристаллов.
Средний диаметр таких кристаллов
RdT/dx ’
Продолжительность затвердевания
локального объема металла в меж-
кристаллитном пространстве
ДТ
т ~~ .
8. Теплофизические параметры металлов и сплавов
* Металл, сплав С, кДж/(кг-°С) Теплосодер- жание при Т 1 ЛИК’ кДж/кг Теплота, необходи- мая для перегрева сплава на 100 °C, кДж/(кг. 100 °C) ^кр- кДж/кг
Олово 0,230 544 23,0 60,6
Алюминий 0,896 594 94,1 395,0
Медь 0,376 410 37,6 209,3
Никель 0,440 669 44,0 301,0
Сталь 0,501 753 50, i 272,0
Серый чугун 0,544 627 54,4 230,0
Цинк 0,376 159 37,6 102,5
Внешние воздействия на кристаллизацию сплавов
31
Если теплота от расплава отводится
не только стенкой формы, но и бла-
годаря охлаждению внутренних объ-
емов жидкой среды при внешних воз-
действиях (т. е. при введении металли-
ческой дроби, продувке нейтральными
газами и др.), то возникает отрица-
тельный температурный градиент
(цис. 30, б). При этом создаются усло-
вия для глубокого переохлаждения
и ускоренного разнонаправленного те-
плоотвода и роста равноосных кри-
сталлов .
Концентрационное переохлажде-
ние, вызываемое выделением на
поверхности кристалла слоя ликватов,
длй равновесных условий описывается
уравнением
. ДТС = —тС0
\ А0 /
где т — наклон линии ликвидуса на
диаграмме состояния сплава; Со —
содержание растворимой примеси
в сплаве; ^эф — эффективный коэф-
фициент распределения, зависящий
от конвективного движения расплава;
/С$ — коэффициент распределения;
— Ств/С0 (Ств — содержание при-
меси в твердой фазе).
Наибольшее влияние на ДТ и R
оказывают: G, Со и /<Эф.
Максимальная концентрация Сж лик-
ватов на границе с твердой фазой
Примерно равна
____г* \-------------о \ D w
ж — ь0 -f- с0 I ----------jz ) е ж .
Влияние внешних воздействий на
процессы кристаллизации сплавов. За-
твердевание сплавов в реальных не-
равновесных условиях связано со
сложным влиянием на перераспределе-
ние примесей конвективного и вы-
нужденного движения расплава вдоль
границы затвердевания с различной
Плотностью ликватов и твердой фазы,
развитием процесса усадки этой фазы
и перемещением ликватов в межден-
Дритном пространстве твердожидкой
Эоны и других явлений.
По механизму действия эти про-
цессы можно разделить на две группы:
группа 1“ — процессы, вызываемые
гравитацией и внешними воздействи-
ями, такими, как естественная и вы-
Рис. 30. Кристаллическая структура
сплава при положительном и отрица-
тельном температурных градиентах
нужденная конвекции расплава, оса-
ждение или всплытие выделяемых фаз,
изменение температурного градиента
и скорости кристаллизации сплавов;
группа 2 — процессы, не зависящие
от силы тяжести: теплопроводность
среды, молекулярная диффузия при-
месей в затвердевающем расплаве и
усадка сплава.
Эти процессы существеннс влияют
на тепло- и массообмен, а также
морфологию кристаллической струк-
туры.
Влияние конвекции на условия теп-
лопередачи. В процессе конвективного
движения перегретый металл стремится
переместиться к поверхности тепло-
обмена, образуя при этом ламинарный
или турбулентный поток расплава, дви-
жущийся вдоль границы затвердева-
ния. При этом толщина лал/инарного
гидродинамического пограничного
слоя, движущегося со скоростью v
потока расплава, равна
6 = 5,83 ~ .
Толщина турбулентного слоя
/ 1 W5
6=0,37 (“Re") х-
Опускание жидкого металла вдоль
границы затвердевания вызывает
определенное распределение темпе-
ратур. Полное изменение температуры
расплава от начальной температуры 7'
до Геол происходит в тепловом погра-
ничном слое толщиной дт (см рис. 29),
32 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
Рис. 31. Расположение диффузион-
ного пограничного слоя на гра-
нице затвердевания:
А — затвердевший слой
которую можно определить из соотно-
шения
dr _ Т-Тсол
dx 6Т
При ламинарном режиме движения
затвердевающего расплава вдоль
кристаллизующейся поверхности при
значениях критерия Рг < 1 толщина
теплового пограничного слоя может
быть определена по толщине гидро-
динамического пограничного слоя;
« 6 _ 5,83 ~l/vx
“ рг0»4 ~ м0.5 рг0.4 >
где х — расстояние от верхней части
вертикальной стенки до рассматрива-
емого сечения отливки.
Увеличение скорости движения
расплава способствует снижению
толщины теплового пограничного
слоя и увеличению градиента темпе-
ратур у границы затвердевания. Зна-
чение коэффициента теплоотдачи
от движущегося расплава при ука-
занных ранее условиях может быть
определено из критериального урав-
нения
Nu = 0,343 Pi-оч Re0’6; а = ,
Оф
Увеличение или уменьшение с по-
мощью внешних воздействий скорости
вынужденного движения перегретого
расплава позволяет управлять темпе-
ратурным градиентом, скоростью
кристаллизации сплава и интенсив-
ностью теплоотдачи от движуще-
гося расплава к твердой фазе.
Влияние внешних воздействий на пе-
рераспределение примесей. При отсут-
ствии конвективного смывания ликва-
тов вблизи границы кристаллизации
на поверхности твердой фазы обра-
зуется обогащенный примесями
слой, размеры которого характери-
зуются толщиной пограничного диф-
фузионного слоя (рис. 31). Раство-
римость примеси в этом слое изме-
няется от максимальной Стах (табл. 9)
до исходной Со. Вследствие ограни-
ченной растворимости ликвирующих
примесей в затвердевшем сплаве их
концентрация Ств в твердой фазе
значительно меньше, чем в жидкой.
Поэтому склонность примесей к лик-
вации определяется коэффициентом
распределения
примерные значения которого при-
ведены в табл. 10.
9. Предельная растворимость (%)
ликвирующих элементов в железе
Ликвирующий элемент Предельная растворимость Ликвирующий элемент Предельная растворимость
Сера 0,18 Вольфрам 33,0
Углерод 1,70 Молибден 34,0
Фосфор 2,80 Алюминий 35,0
Титан 6,00 Марганец
Мышьяк 7,00 Хром
Медь 8,00 Ванадий Не ограничена
Ниобий 12,00 Никель
Кремний 18,50 Кобальт
Внешние воздействия на кристаллизацию сплавов
• *. -
10. Коэффициент Ко ликвации элементов в железе
Элемент т. % Ко т, % Ко т, % Ко Среднее значение Ко 1-Ко
фосфор 0,01 0,04 0,02 0,05 0,03 0,08 0,06 0,94
Сера 0,01 0,093 0,02 0,10 0,04 0,11 0,10 0,90
Бор 0,002 0,10 0,01 0,16 0,10 0,14 0,13 0,87
Углерод 0,3 0,25 0,6 0,27 1,0 0,28 0,26 0,74
Вольфрам 1,0 0,25 5,0 0,30 10,0 0,35 0,30 0,70
Мышьяк 0,1 0,36 0,25 0,37 0,45 0,35 0,36 0,64
Ванадий 0,5 0,35 2,0 0,37 4,0 0,40 0,38 0,62
Титан 0,2 0,48 0,5 0,46 1,2 0,47 0,47 0,53
Молибден 1.0 0,42 2,0 0,50 4,0 0,56 0,49 0,51
Медь 0,2 0,50 0,5. 0,50 1,0 0,50 0,50 0,50
Алюминий 2,0 0,50 3,0 0,52 5,0 0,57 0,53 0,47
Ниобий 1,0 0,40 2,0 0,54 3,0 0,66 0,53 0,47
Кремний 1,0 0,64 2,0 0,66 3,0 0,66 0,65 0,35
Хром 1,0 0,62 4,0 0,63 8,0 0,72 0,66 0,34
Марганец 1,0 0,11 1.5 0,16 2,5 0,16 0,14 0,86
Кобальт 1,0 0,72 5,0 0,73 20,0 0,82 0,76 0,24
Никель 1,0 0,35 3,0 0,35 4,5 0,37 0,35 0,65
Примечание, т — содержание элемента в железе.
11. Коэффициент D диффузии примесей в жидком железе
Элемент Т, °C D-10% м*/с Элемент т, °с D.10*. ма/с Элемент т, °C D- 10% м*/с
Железо * 1620 0,17 Кремний 1480 1525 1540 1560 1600 2,43 3,12 3,82 10,8 8,55 Марганец 1600 11,1
Углерод 1600 1550 3,28 6,0
Кобальт 1620 1568 1638 0,34 4,7 5,3
Азот Сера Сера (в чу- гуне) 1600 1600 3,78 1,94 0,1
Марганец 1600 11,1 Кислород 1630 0,3
* Самодиффузия.
По экспериментальным данным, тол-
щина обогащенного слоя находится
в пределах 6р = 10“24-10~4 см. С умень-
шением дендритная ликвационная
Неоднородность уменьшается.
Толщина диффузионного погра-
ничного слоя зависит от скорости
Движения расплава и обычно опреде-
ляется по формуле
6d=di/6vi/6 yZL,
где х — расстояние от обтекаемой по-
верхности.
Для более сложных условий пере-
мешивания расплава толщина погра-
ничного слоя
SD = 4,64 Re-'/2 (-£-)“1/3 ,
где D — коэффициент диффузии рас-
творимой примеси (табл. 11).
Увеличение скорости конвективного
перемешивания расплава способ-
2 Ефимов
34 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
Рис. 32. Вершина дендрита при вы-
делении на его поверхности слоя лик-
ватов
ствует снижению бр и развитию ден-
дритной неоднородности сплава.
Если ликвационные процессы про-
текают в условиях конвективного дви-
жения расплава, то величины концен-
трационного переохлаждения АТС
и концентрации ликвирующих при-
месей на поверхности кристалла рас-
считывают с использованием эффек-
тивного коэффициента распределения
________Ко_________
Гор’
Ко+(1-К»)е D
С увеличением интенсивности пере-
мешивания бр уменьшается, а 7<Эф
стремится к /Со.
Морфология кристаллической струк-
туры. При формировании дендритов
в расплаве вначале растут первичные
оси, а затем — вторичные. Первичные
оси образуются на определенном рас-
стоянии друг от друга, которое зависит
от отношения исходной концентрации
сплава к температурному градиенту
и скорости роста концов дендритов:
G2R ’
где А — коэффициент, определяемый
экспериментально.
При формировании кристалличе-
ской структуры возможны три вида
устойчивого роста дендритов: полно-
стью столбчатый, столбчатый и равно-
осный и полностью равноосный.
Столбчатый рост дендритов проис-
ходит при низких скоростях роста R
(низкая теплопроводность затверде-
вающего сплава) и высоких темпера-
турных градиентах. Равноосная
и смешанная кристаллические струк-
туры образуются только при высоких
градиентах. Полностью равноосный
рост кристаллов в структуре отливки
происходит при условии, что объемная
доля равноосных кристаллов в за-
твердевающем расплаве составляет бо-
лее 40% ; полностью столбчатый рост —
при условии, что доля равноосных
кристаллов не превышает 1%.
Причиной перехода от столбчатой
структуры к равноосной внутри от-
ливки принято считать глубокое пере-
охлаждение внутренних объемов за-
твердевающего расплава, приводящее
к гетерогенному образованию центров
кристаллизации.
Предполагается, что на форму и рас-
положение дендритов в структуре ли-
того металла влияют скорость дви-
жения расплава, толщина бр диффу-
зионного пограничного слоя и ско-
рость R кристаллизации. Изменение
во времени радиуса г дендрита, по-
крытого теплоизоляционным слоем
ликватов толщиной бр, имеющего ко-
эффициент теплопроводности Хл
и протяженность L (рис. 32),
. ~ 2ХЛ АТ .
М?кр ’
т Т'лик 71 б0Л____
G R '
С уменьшением скорости конвекции,
при которой смываются ликваты, тол-
щина бс увеличивается, а скорость
изменения г уменьшается. Наличие
толстого ликвационного покрытия
кристалла со всех сторон нарушает
направленность теплоотвода к форме
и приводит к росту равноосных ден-
дритов. В процессе неравномерного
выделения ликватов на поверхности
ветвей дендрита особенно большое их
скопление наблюдается у основания
дендрита. Это приводит к утонению
ножки дендрита и возможному ее
обламыванию. Если скорость конвек-
ции достаточно велика, то ликваты
с поверхности кристаллов смываются,
бр уменьшается, а теплоотвод от за-
твердевающих кристаллов осуще-
ствляется целенаправленно к охла-
Внешние воздействия на кристаллизацию сплавов
35
... .1.1 >1 I !. I 1.111» III .I
I ждающей поверхности, вызывая
развитие столбчатой кристаллической
структуры.
В зависимости от интенсивности кон-
вективных потоков различают следу-
ющие типы структур (рис. 33): столб-
чатую при i?max _L ^шах и равноосную
при /?min // ^min- Если направление
роста кристаллов совпадает с действием
силы тяжести R // g (например, вер-
тикальное затвердевание от верхнего
холодильника), то структура металла
(при определенных переохлаждениях)
всегда столбчатая.
Необычна кристаллическая струк-
тура, формируемая в условиях не-
весомости, т. е. при v = 0 и g = 0.
Микроструктура состоит из чистого
ядра основного металла, окруженного
слоем ликвирующих примесей. Пред-
полагается, что главными силами при
отсутствии гравитации являются
силы поверхностного натяжения.
При смывающем воздействии дви-
жущегося металла на границу затвер-
девания растущие столбчатые ден-
дриты отклоняются от горизонтальной
оси по направлению к набегающему
потоку. Экспериментальная зависи-
мость между углом отклонения ден-
дритов 6 и скоростью R затвердева-
ния, при различных скоростях v дви-
жения расплава, для углеродистой
стали имеет вид
0 =
= 22,49V-0,0177 1g (3,72-10-3) v2,08 .
Угол отклонения дендритов уве-
личивается с увеличением скорости
Движения расплава и уменьшением
скорости кристаллизации. Определив
по макротемплету отливки угол от-
клонения дендритов и зная скорость
кристаллизации, можно определить
по приведенной зависимости реальную
скорость движения жидкого металла
Вдоль границы затвердевания.
Если поток жидкого металла дви-
жется вдоль растущих дендритов со
скоростью ц, то давление р жидкого
металла на границу затвердевания на
каждом горизонте отливки равно сумме
2е
888888888888881
□□□О
5)
Рис. 33. Влияние скоростей v конвек-
тивных потоков, их направления, а
также направления теплоотвода q
и ускорения сил тяжести g на морфо-
логию кристаллической структуры:
а ~~ ^max -1- итпах’ 6 “ ? непараллельно v
при q > <7кр; в - Я // &
давлений статического (рст) и динами-
ческого (рд):
Р = Рст + Рд = Рст + = const.
С увеличением скоростного напора рд
значение рст уменьшается. Поэтому
если в сплошной среде поток жидкости
движется с определенной скоростью v,
то на границе затвердевания в потоке
статическое давление снижается на
величину скоростного напора:
1 п 2
Рст = Р-----2-Ра '
Такой поток будет оказывать эжек-
тирующее влияние на границу затвер-
девания и способствовать извлечению
ликватов из скелета твердожидкой
зоны кристаллизации сплава.
Таким образом, управляемыми
параметрами кристаллизации яв-
ляются: скорость и направление
конвективных или вынужденных пото-
ков жидких металлов вдоль границы
затвердевания.
36 влияние ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ отливок
5. Вибрационная обработка
металлов и сплавов
Динамика вибрационного воздей-
ствия на жидкий металл. Если принять,
что несжимаемая жидкость в вер-
тикально расположенной трубе с же-
сткими стенками и дном подвергается
прямолинейному гармоническому ко-
лебанию (рис. 34), то скорость и уско-
рение каждой точки среды могут быть
рассчитаны с использованием зависи-
мостей из теории колебания.
Смещение колеблющейся точки
системы при синусоидальном законе
колебания обычно определяют по фор-
муле
X = A sin (сот + ф),
а производную от этой функции, яв-
ляющуюся скоростью движения точ-
ки, — по формуле
(IX
бт
== Лео cos (сот + ф) ==
v —
= цо COS (сот + ф).
В тот момент времени т, когда пере-
мещаемая точка системы находится
в среднем исходном положении, и ве-
личины sin (сот + ф) и X равны нулю,
скорость ее движения будет макси-
мальной, так как cos (сот + ф) ~ 1.
При этом
ушах “ ~ Лео,
где Л — амплитуда гармонического
колебания, м; со — циклическая ча-
стота гармонического колебания, с”х;
Т — период колебаний, с; v — линей-
ная частота колебаний, с-1; v — 1/Т.
Скорость точки имеет наибольшее
значение, когда проходит положение
равновесия (на оси х), и обращается
в нуль, когда достигает наибольшего
отклонения (см. рис. 34).
Принимая линейную частоту колеба-
ний v = 50 с-1 и Л = 0,002 м, получим
следующее значение максимальной ско-
рости колеблющейся точки:
и = Дсо = 0,002-2л50 = 0,63 м/с.
Ускорение точки при гармоническом
колебании пропорционально ее сме-
щению, и при максимальном значении
смещения X = Л;
а = <й2Х = (&2А = | 2лт |а Л =
= | 2л50 |2-0,002 — 197 м/с2.
Рис. 34. Распределение скоростей v
и ускорений а частицы при распростра-
нении вибрационной волны:
а — в вертикальном направлении; б —
в горизонтальном направлении
Максимальная сила, действующая
на единицу массы жидкой стали (т --
— 1 кг), при этом ускорении достигнет
Р = та = 1-197 « 200 Н.
Если учесть, что сила тяжести Рд =
== mg = 1-9,8 » 10 Н, то под воз-
действием вибраций давление на за-
твердевающую в сосуде жидкую сталь
возрастет в 20 раз.
Сила, действующая при тех же уско-
рениях на неметаллические включения,
находящиеся в стали, равна
Рвк/Р = •
та
Если = Д-, то Рвк = .
то о
Ускорение при гармоническом коле-
бании пропорционально смещению X и
направлено к одной и той же точке —
среднему положению.
1
4 Вибрационная обработка металлов и сплавов 37
Среднее значение плотности энергии
и плотности потока энергии равно
Гср = 0,5рД2(о2;
t Y = 0,5р42сЛ0,
£де Со — скорость распространения^ зву-
ка в упругой среде; с0 = "]/£/р> а
Е — модуль упругости.
Большой практический интерес пред-
ставляет механизм движения в жидких
дредах, подвергающихся вибрации.
Явление локализации частиц в колеб-
лющихся средах может быть исполь-
зовано при решении задач вибрацион-
ной технологии по удалению неметал-
лических включений и газов из рас-
плавленных металлов. Динамические
воздействия жидкой среды на ветви
растущих дендритов при кристаллиза-
ции сплавов и формирование кристал-
лических структур имеют большое зна-
чение при создании новых принципов
литья.
Движение твердых и газообразных
^частиц в неподвижной среде при малых
числах Рейнольдса изучалось Стоксом,
Осееком и другими исследователями.
Вопросы, связанные с движением ча-
стиц в подвижной сплошной среде,
подвергающейся вибрационному воз-
действию, рассмотрены в работе [6].
Вибрационная сила Р, действую-
щая на частицу в плоской бегущей
волне, распространяющейся в вязкой
среде, равна
Р 81П«2
2d2pcpv (2рч + I)’ ’
где е — амплитуда колебаний давле-
ния; е2 = g/(ycQY)\ т| — динамический
коэффициент вязкости; d — диаметр
частицы; рср — плотность среды; v —
частота колебаний; рч — плотность
частицы; с0 — скорость звука в несу-
щей среде.
Распределение действующих на ча-
стицу сил зависит от расположения ис-
точника колебаний. При ориентации
источника колебаний таким образом,
когда силы Р вибраций направлены про-
тив равнодействующей силы тяжести
и архимедовой силы, появляется воз-
можность сортировать частицы по плот-
ности и размерам. В этом случае усло-
вия для сортировки частиц неметалли-
Рис. 35. Влияние плотности рч твер-
дых частиц в жидкой вибрируемой
среде плотностью рср и интенсивности
вибрации w на их распределение в
ограниченном пространстве:
а ~ рч< рср: 6 “ рч > рср: 6 “ рч >
> рСр при интенсивности ^тах вибрации;
г ~ рч > РСр при интенсивности
вибрации и распространении стоячих волн
ческих включений, газов и других
примесей по плотностям и размерам
следующие:
(2рч + I)2 (Рч - 1) ’
где
4gPcp
81ре2 ’
Движение твердых частиц в жидкой
вибрируемой среде происходит в соот-
ветствии с параметрами той или иной
волны. В случае распространения, на-
пример, стоячей волны в цилиндриче-
ской трубе частицы мигрируют либо
в узлы, либо в выпуклые части волн
в зависимости от соотношения плотно-
стей среды и частиц и их диаметров.
Управлять движением частиц можно
не только в продольном, но и в по-
перечном направлениях. Эксперимен-
ты показывают, что частицы могут
концентрироваться в горизонтальной
плоскости в виде периодически чере-
дующихся дисков или колец (рис. 35).
Если плотность жидкости больше
плотности частиц, то они будут пере-
мещаться к стенкам цилиндра (рис.
35, а). Если же плотность жидкости
38 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
меньше плотности частиц, то частицы
будут мигрировать в пучности волны
в продольном направлении и от пери-
ферии к оси цилиндра (рис. 35, б).
Опыт показывает, что на распределе-
ние частиц можно влиять не только
вибрацией в вертикальном и горизон-
тальном направлениях, но и при угло-
вых колебаниях сосудов вокруг осей
их симметрии.
Распространение той или иной волны
не зависит от наличия в этой среде
других волн. Поэтому смещение частиц
среды в любой момент времени равно
геометрической сумме смещений, кото-
рые частицы получают от каждого вол-
нового источника. Результирующее
движение частиц зависит от частоты и
амплитуды начальных фаз, составляю-
щих колебаний. Они могут привести
к усилению колебаний в одних местах
и ослаблению в других.
Влияние ультразвука на жидкий ме-
талл. Механическую волну, частота
которой превышает 20 тыс. Гц, назы-
вают ультразвуком. Ультразвуковые
волны распространяются в жидком ме-
талле в виде продольных волн, бегу-
щих в неограниченном пространстве,
или стоячих волн, распространяющих-
ся в ограниченном объеме. В этой среде
под действием ультразвуковых колеба-
ний возникают области разрежения и
сжатия. При этом все частицы среды,
попадающие в волновое движение,
совершают равномерно ускоренное ко-
лебательное движение с определенной
скоростью вокруг положения равнове-
сия. Если при механических колеба-
ниях ускорение частиц превышает в де-
сятки раз ускорение силы тяжести, то
при ультразвуковых колебаниях это
превышение составляет сотни тысяч
раз.
В поле упругих сил, образуемом
продольной ультразвуковой волной (см.
рис. 34), различают две области сжа-
тия (в пучностях, где амплитуда А
имеет максимальное значение) и растя-
жения (в узлах колебаний). В фазе
растяжения развивается такое отри-
цательное давление, которое будет до-
статочным для преодоления молеку-
лярных сил сцепления частиц жидко-
сти и развития явлений кавитации.
Попадая в зону сжатия, кавитацион-
ный пузырек захлопывается с выделе-
нием тепловой энергии и развитием
высокого давления.
Давление при захлопывании кави-
тационных пузырьков существенно за-
висит от их количества и размеров, а
также от числа и размеров твердых ча-
стиц в жидкости перед ультразвуковой
обработкой. Чем больше размер пу-
зырька, тем больше в него диффунди-
рует газов из окружающей среды и
меньше сила удара при его схлопыва-
нии. Пузырьки, радиусы которых боль-
ше, чем это необходимо для развития
кавитации, остаются в отливке. По-
этому для получения больших кавита-
ционных давлений, необходимых для
дробления кристаллов и создания до-
полнительных центров кристаллиза-
ции, расплав перед ультразвуковой об-
работкой подвергают предварительной
дегазации, рафинированию или дав-
лению в несколько сот атмосфер.
Кавитационные пузырьки образу-
ются в тех местах, где давление р
в жидкости становится ниже некото-
рого критического ркр.
Если пузырек, находящийся в жид-
кости в статическом равновесии, имеет
сферическую форму и содержит пары
этой же жидкости и газ, то
_ ।
Ркр — Рп + Рг ,
где ркр — давление в. жидкости в месте
возникновения кавитации; рп —- дав-
ление насыщенных паров жидкости;
рг — парциальное давление газа; о —
коэффициент поверхностного натяже-
ния.
Так как давление газа в пузырьке за-
висит от температуры газа, то
_ ВТ
Рт~ R3 ,
где ВпТ — величины, связанные с объ-
емом и температурой уравнением Кла-
пейрона.
Если имеется многокомпонентный
сплав жидкого металла, то при нали-
чии легких фракций, склонных к более
быстрому вскипанию, склонность к ка-
витации увеличивается. Сам процесс
кавитации и интенсивность захлопыва-
ния пузырьков выражены менее резко.
Главным гидродинамическим пара-
метром потока, влияющим на возник-
Вибрационная обработка металлов и сплавов
39
новение кавитации, является его ско-
рость. Задаваясь давлением в пузырь-
j ке, можно определить необходимую
/ ' для возникновения кавитации ско-
рость.
Влияние вибрации на разрушение
дендритов. Вибрация и ультразвук
< существенно влияют на процессы раз-
рушения и диспергирования ветвей
дендритов, растущих на границе кри-
сталлизации. Исследования И. И. Теу-
мена показывают, что в результате
возникновения вязкого сопротивления
и действия вибрации и ультразвука
на растущий дендрит развивается дав-
ление (рис. 36)
р = шрД -С-,
где р — плотность жидкости; г — ра-
диус ветвей дендрита; А — амплитуда
колебания жидкости.
Для того чтобы выступающий на
фронте кристаллизации кристалл дли-
ной I и радиусом г мог выдержать это
давление, необходимо, чтобы
_ 1 г2
Р----4” акр "J2" •
При этом допускаемая прочность
кристалла
сорЛ/2
акр — - .
Звук, распространяясь в жидкости,
создает области сжатия и растяжения,
в которых давление соответственно по-
вышается и понижается на Ар по отно-
шению к давлению р в невозмущенном
потоке.
Закон изменения избыточного давле-
ния описывается формулой
Ар = сорАы cos со ( т--— ).
\ Со /
Максимальное давление на частицу
при этом равно
р = с0рЛ(о.
I
Так как затвердевшая часть дендрита
представляет собой твердое тело и в нем
имеют место продольные волны (волны
сжатия и растяжения), то в нем будут
возникать переменные звуковые давле-
ния, которые вызывают упругую де-
формацию и напряжения. Значение
этих напряжений окр и скорость с0 рас-
/7Г77777Г77Г777/Г/ Ш /// //7 ///
Рис. 36. Силы, действующие на денд-
рит
пространения чистых продольных волн,
связанных с модулем упругости £,
могут быть определены по следующим
зависимостям:
о«рs ’
г -ЕО-И)
°~И p(l+n) (1-2ц) ’
где — коэффициент Пуассона.
Влияние вибрации на кристалличе-
скую структуру отливки. Принудитель-
ные колебания расплава очень эффек-
тивно измельчают кристаллы и суще-
ственно влияют на макроструктуру от-
ливки. Предполагают, что главной при-
чиной этого является наложение пе-
риодически изменяющихся при волно-
вом движении жидкости давлений и раз-
режений. При этом происходит раз-
рушение дендритных кристаллов с об-
разованием дополнительных центров
кристаллизации.
Чтобы найти способы управления раз-
мером и формой литого зерна, необхо-
димо прежде всего знать механизм воз-
действия вибрации на растущий кри-
сталл и места возникновения кристал-
лов в затвердевающей отливке. На-
пример, по мнению А. Оно воздействие
вибрации на структуру заключается
40 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
в том, что колебания способствуют от-
делению растущих кристаллов от по-
верхности формы и переносу их во вну-
тренние объемы. Для облегчения про-
цесса отделения кристаллов примеси
должны растворяться в расплаве, что
способствует утонению дендритов у
их основания. Поэтому для чистых ме-
таллов, затвердевающих плоским фрон-
том, отделение кристаллов от стенки
формы невозможно. Отделившиеся кри-
сталлы двухфазных сплавов в началь-
ной стадии затвердевания осаждаются,
формируя равноосную зону.
Для количественной оценки утепле-
ния шейки кристалла на границе с фор-
мой используют понятие концентра-
ционной депрессии переохлаждения,
вызываемого появлением на границе
затвердевания слоя ликватов. На ос-
новании этой гипотезы главными усло-
виями получения равноосной структу-
ры являются: получение узких шейко-
образных кристаллов на стенке формы,
предупреждение преждевременного об-
разования стабильной корочки затвер-
девшего металла, стимулирование раз-
общения кристаллов со стенкой формы
и предотвращение переплава уже от-
делившихся кристаллов во внутрен-
них объемах отливки. Наиболее ве-
роятными местами отделения кристал-
лов являются поверхности формы с ма-
лой интенсивностью теплоотвода и от-
крытые поверхности жидкого металла,
подвергающиеся вибрации или импуль-
сному воздействию электромагнитных
полей или давлений.
Вторая теория волнового воздействия
в целях получения измельченной кри-
сталлической структуры основывается
на силовом воздействии вибрации на
кристаллы, растущие на границе за-
твердевания и обламывания вторичных
ветвей дендритов.
Причиной образования мелких кри-
сталлов при высокочастотной вибра-
ции и применении ультразвуковой об-
работки расплавов многие авторы счи-
тают развитие высоких давлений в объ-
еме расплава вследствие захлопыва-
ния кавитационных каверн и создания
дополнительных центров кристалли-
зации в объеме расплава. По данным
В. И. Добаткина, Г. И. Эскина и дру-
гих исследователей, этот процесс также
способствует активации нераствори-
мых примесей, уже имеющихся в рас-
плаве, которые служат подложкой
для зарождения таких центров.
Эффективность измельчения кри-
сталлов в процессе затвердевания рас-
плавленного металла зависит от типа
применяемой вибрации. При обработке
расплавов в основном применяют три
типа вибрации: с ориентацией ампли-
туды в вертикальной плоскости, с ори-
ентацией амплитуды в горизонтальном
направлении и перемещении круговой
волны с круговой амплитудой в гори-
зонтальной плоскости. Степень из-
мельчения кристаллов зависит от типа
вибраций, располагающихся в та-
кой последовательности: отсутствие ви-
брации, вибрация с ориентацией ам-
плитуды в вертикальной плоскости,
вибрация с ориентацией амплитуды
в горизонтальной плоскости, вибрация
с круговой амплитудой в горизонталь-
ной плоскости. Наиболее эффективной
с точки зрения измельчения структуры
является вибрация с круговой ампли-
тудой в горизонтальной плоскости.
По данным К. Тидзивы, Е. Хата-
муры и X. Хаяси, этот тип вибрации
имеет следующие преимущества:
возможность применения литейных
форм различных размеров, что важно
для практики литейного производства;
по мере увеличения частоты вибра-
ции (0—100 Гц) число равноосных зе-
рен увеличивается, а число кристаллов
столбчатой формы уменьшается. В то
же время толщина столбчатых и рав-
ноосных зерен уменьшается по мере
увеличения частоты колебаний;
при частоте 100 Гц усадочная рако-
вина из воронкообразной превраща-
ется в раковину с горизонтальным
плоским дном, что связано с возникно-
вением вертикального перемещения
расплава;
по мере увеличения амплитуды виб-
рации (0—0,5 мм) относительная доля
столбчатых кристаллов уменьшается, а
доля равноосных — увеличивается,
при этом толщина и размеры зерен с
увеличением амплитуды уменьшаются;
при высоких температурах расплава
алюминия (690 °C) и вибрации наблю-
дается увеличение доли столбчатых
кристаллов и уменьшение доли равно-
осных; снижение температуры до 663—
670 °C способствует измельчению струк-
1
t
< д.
, Перемешивание расплавов
туры и увеличению доли равноосных
зерен (примерно в 3 раза); в случае
значительного повышения температу-
ры расплава алюминия (до 700 °C) на-
блюдаются исключительно крупные
кристаллы столбчатой формы, что выз-
вано расплавлением отделившихся от
поверхности формы кристаллов в объ-
еме перегретого металла и последую-
щим затвердеванием этих объемов в
условиях медленного роста крупных
кристаллов;
если вибрация прекращается до окон-
чания' разливки, то кристаллическая
структура отливки состоит из крупных
столбчатых зерен; вибрирование ме-
талла в процессе заполнения формы
и после него приводит к снижению раз-
меров зерен примерно в 3 раза; пред-
полагается, что рост кристаллов на-
чинается после окончания разливки;
применение огнеупорных обмазок ли-
тейной формы способствует получению
более мелких кристаллов; температура
литейной формы не влияет на размеры
зерен;
кристаллическая структура после
пластической обработки вибрируемых
в процессе литья отливок как в про-
дольной, так и поперечной плоскостях
измельчается, что способствует гомо-
генизации литья;
в случае одинаковых частот и ампли-
туд вибраций с круговой амплитудой
в горизонтальной плоскости значитель-
но эффективнее с точки зрения измель-
чения структуры, чем вибрации в вер-
тикальном или горизонтальном направ-
лениях.
Приведенные преимущества вибра-
ционной обработки металлов показы-
вают, что этот способ позволяет эф-
фективно измельчать кристаллическую
структуру без применения легирующих
элементов; особенно эффективное из-
мельчение зерна можно получить при
ультразвуковой обработке расплава
в интервале температур. Чем меньше
интервал затвердевания сплава, тем
больше измельчение кристаллической
структуры. Этим объясняется эффек-
тивное воздействие вибраций на чистые
металлы, у которых нет интервала
затвердевания. Предполагается также,
что при ультразвуковых вибрациях
повышается скорость образования за-
родышей в объеме затвердевающей
отливки.
Для получения качественной мелко-
кристаллической отливки важно опти-
мизировать параметры вибрации, так
как при чрезмерной интенсивности об-
работки происходит интенсивная турбу-
лизация расплава и возможен захват
расплавом и окружающего воздуха.
В этом случае может быть получена
отливка с повышенной пористостью.
6. Перемешивание расплавов
Методы перемешивания расплава.
При затвердевании расплавов, имею-
щих интервал кристаллизации, обра-
зуется зона двухфазного состояния, в
пределах которой возникают зародыши
твердой фазы, окруженные расплавом
металла. Эта зона примыкает к гра-
нице затвердевшей части расплава и
существенно влияет на интенсивность
теплопередачи от внутреннего объема
перегретого металла к фронту его кри-
сталлизации. Присутствующие в рас-
плаве частицы твердой фазы окружены
тонким слоем ликватов и различных
несовершенств жидкого состояния, ко-
торые обычно наблюдаются в объемах
концентрационного переохлаждения на
границе затвердевания. Однако все
твердые зародыши кристаллизации в
обычных условиях затвердевания не по-
падают во внутренние объемы затверде-
вающего слитка, а сосредоточены в зо-
нах двухфазного состояния.
Поэтому при внешнем воздействии на
металл необходимо разрушить зону
двухфазного состояния. Имеющиеся
в зоне зародыши центров кристалли-
зации должны равномерно распреде-
ляться во внутреннем объеме затверде-
вающего сплава и обеспечить условия
для объемной кристаллизации отли-
вок. Решению этой задачи способству-
ет также создание с помощью вихревого
движения жидкого металла такого
силового воздействия на ветви расту-
щих дендритов, которое бы обламывало
и уносило их также во внутренний объ-
ем затвердевающего расплава.
Перемешивание затвердевающих рас-
плавов приводит:
к снижению толщины теплового и гид-
родинамического пограничных слоев
и существенному увеличению интен-
42 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
Рис. 37. Схема газоимпульсной обра-
ботки расплавов:
1 — 3 — места установки термопар
сивности массопереноса и теплопере-
дачи к границе затвердевания;
к возникновению в объеме расплава
крупномасштабных вихрей, вызываю-
щих такие скорости движения жидких
металлов, которые вполне достаточны
для разрушения дендритов;
к исчезновению градиента темпера-
тур в незатвердевшей части отливки
и созданию условий для объемного за-
твердевания сплавов.
Обычно осуществляется перемешива-
ние в результате воздействия электро-
магнитных полей и импульсной об-
работки расплава. Механическое пере-
мешивание различными мешалками,
применяемыми для получения «рео-
литья» (двухфазного литья) из низко-
Рис. 38. Распространение импульс-
ной вихревой струи в затопленном
пространстве
температурных сплавов, имеет огра-
ниченное применение из-за отсутствия
материалов, стойких в жидких распла-
вах.
Перемешивание затвердевающего
сплава в изложнице вызывает усиление
зональной ликвации.
Недостатком электромагнитного спо-
соба перемешивания является низкий
коэффициент использования энергии
(около 4%), громоздкость устройств и
большие удельные затраты энергии (до
10—20 кВт на тонну сплава).
Газоимпульсное перемешивание рас-
плава — наиболее эффективный спо-
соб перемешивания. Сущность этого
способа заключается в периодическом
вакуумном всасывании металла и по-
следующем выталкивании его через
огнеупорный металлопровод в полость
отливки или ковш.
В начальный момент открывается
вакуумный клапан и металл начинает
засасываться внутрь трубы (рис. 37, а).
Когда уровень металла в трубе дости-
гнет определенной высоты, вакуумный
клапан перекрывается (рис. 37, б) и
открывается клапан для подачи дав-
ления (рис. 37, в). После выталкива-
ния столба металла с большой скоро-
стью (рис. 37, е) внутри обрабатывае-
мого объема металла происходит мощ-
ное развитие крупномасштабных вих-
рей, интенсивно перемешивающих рас-
плав. Затем все указанные операции
периодически повторяются (рис. 37, б).
Расчет гидродинамических параме-
тров затопленной газоимпульсной
струи. Из механики турбулентных по-
токов известно, что при выходе им-
пульсной струи жидкости в окружаю-
щую неподвижную среду той же плот-
ности в переднем перемещающемся по-
перечном сечении струи образуется
вихревой тор, который затем на боко-
вых границах струи переходит в коль-
цевые вихри. Практически на стацио-
нарное течение затопленной струи на-
кладывается бегущее потенциальное
поле крупных вихрей. Обычно эти
вихри перемещаются на края зон сме-
щения затопленных струй (рис. 38).
Изучение движения вихревых ко-
лец на гидравлических моделях по-
казывает, что они опускаются в замк-
нутом объеме с уменьшающейся ско-
ростью. С течением времени радиус
Перемешивание расплавов
43
цольца увеличивается и окружающая
жидкость засасывается в кольцо.
Струя (см. рис. 38) характеризуется
следующими основными параметрами:
— диаметр струи, истекающей из
^канала; и — исходная скорость исте-
чения струи на выходе из канала; ит —
скорость перемещения центра вихря,
равная скорости местного потока за-
топленной струи на данном горизонте;
3jr—текущая координата вихря, отсчи-
тываемая от среза канала; Ах — рас-
стояние между соседними вихрями;
— расстояние между центрами
вихрей.
Скорость и опускания кольцевого
вихря равна скорости потока на внеш-
ней границе пограничного слоя и мо-
жет быть определена из общих пара-
метров затопленной струи:
где с и а — коэффициенты; по данным
Г. И. Абрамовича, для осесимметрич-
ной струи с = 7 и а = 1.
Частота f расположения вихрей оп-
ределяется скоростью движения вихря
и амплитудой колебания:
t 1______ит
' "" А/о Ах ’
а расстояние между вихрями
Дл=-^2-,
4 Где А/о — период времени, отделяю-
щий один вихрь от другого.
Максимальная скорость перемеще-
ния вихря наблюдается на начальном
участке затопленной струи, когда вих-
ри расположены в зоне смешения на
расстоянии х == Во, а средняя ско-
рость их опускания
ит s 0,7и.
• Приведенные ранее данные по гид-
родинамике импульсных струй по-
зволяют установить рациональные па-
раметры газоимпульсной обработки и
определить взаимосвязь между диаме-
тром трубы, амплитудой и частотой
колебаний уровня металла в трубе,
расстоянием между кольцевыми вих-
рями, рациональными скоростями пе-
ремещения металла в трубе и силовым
воздействием кольцевых вихрей на
границу затвердевания сплавов.
Если принять, что диаметр трубы
2В0 = 0,1 м, и — 5 м/с, амплитуда ко-
лебаний L — 0,5 м, с = 7, а = 1, х =
= 1 м, то на расстоянии 1 м от выход-
ного сечения трубы скорость опуска-
ния вихревых колец
Время образования вихря
. , Ь 0,5
д/ - = 0,14с,
ит . 3,5
при Atf0 = 2 АЛ
Частота вихрей
f - 1 = 1 = 1 ~ 5 -i.
' Д/о 21 2-0,14 - •
Д* = = AL = 0,7 м.
/ О
Движение жидкого металла в обыч-
ных условиях литья никогда не про-
исходит с указанной скоростью, так
как скорость струи, выходящей из
стакана, обычно не превышает 1—2 м/с.
Приведенные расчеты приблизи-
тельны, так как не учитывают обмена
количествами движения с вовлекаемы-
ми в вихревую область окружающими
объемами расплава и действие сил
вязкости.
Интенсивность перемешивания ме-
талла и силовое воздействие на окру-
жающую среду кольцевых вихрей оп-
ределяется структурой вихревого коль-
ца, скоростью его вращения и устой-
чивостью. Оно состоит из вихревого
ядра, в котором сконцентрирована
завихренность, объема жидкости, за-
хватываемой внутрь кольца, и остав-
ляемого при движении кольца турбу-
лентного следа (рис. 39).
Основным параметром, характери-
зующим вихрь, является интенсивность
циркуляции вихря
Г = ©яг2,
где © и г — угловая скорость вращения
и радиус вихря
2и
44 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
Рис. 39. Основные параметры коль-
цевого вихря
где и — касательная скорость вра-
щения.
При больших угловых скоростях
вращения внутри вихря возникают
объемы металла с пониженным давле-
нием
Р<°2 2
Р = Ро-------7—
где р0 — внешнее давление на вихрь;
Ро = Рат + Y^.
При больших значениях угловой ско-
рости по оси вихря образуется кон-
центрированная область, не запол-
ненная жидкостью. Образующиеся в
этом случае пузырьки захлопываются,
что приводит к возникновению удар-
ных волн, направленных к границе
затвердевания стали.
Возникновение в металле крупно-
масштабных вихрей с полостями,
очень важно для очищения ме-
Рис. 40. Распределение температур в
затвердевающем сплаве при обычных
условиях теплоотвода (/) и при газо-
импульсной обработке сплавой (2)
талла от вредных примесей и неметал-
лических включений. Попадая в об-
ласть движения такого вихря, вклю-
чения и газы мгновенно диффундируют
к центру ядра, коагулируют и затем
легко удаляются из расплава.
Анализ гидродинамических процес-
сов при вихревой обработке жидкой
стали показывает, что:
газоимпульсная обработка металла
вызывает развитие мощных крупно-
масштабных кольцевых вихрей, по-
следовательно распространяющихся от
выходного сечения трубы до дна отлив-
ки или ковша;
вихревые кольца захватывают объ-
емы металла из окружающей среды,
создавая интенсивное движение; воз-
никающее при этом силовое воздей-
ствие на границу затвердевания спла-
вов вызывает разрушение дендритов;
большая скорость вращения создает
в ядрах вихрей полости отрицательного
давления, способствующие очищению
сплавов от вредных примесей;
захлопывание кавитационных каверн
создает ударную волну, способствую-
щую обламыванию ветвей дендритов;
последовательное распространение
кольцевых вихрей приводит к интен-
сивному перемешиванию металла и раз-
рушению как двухфазной области за-
твердевания, так и обламыванию ден-
дритов.
Теплофизические условия затверде-
вания при газоимпульсной обработке
сплавов. Передача теплоты от пере-
гретых объемов металла к поверхности
отливки осуществляется посредством
конвективного теплообмена (7i = а АТ)
и теплопередачи [д2 ~ X (Т\ —
— Тпо*И1 через затвердевший слой
металла.
Особенности теплообмена (рис. 40)
при обычных условиях и газоимпульс-
ной обработке затвердевающих рас-
плавов состоят в следующем:
в обычных условиях передача тепло-
ты от границы затвердевания к по-
верхности отливки происходит при
разности температур АТ = Тх — Тпов
(Т* и Тпов — температуры соответ-
ственно у границы затвердевания и на
поверхности);
разность температур Тср (перегре-
той стали) и ТдЗв (поверхности от-
ливки) при вихревой обработке рас-
Перемешивание расплавов
46
плавов больше, чем при обычных ус-
ловиях формирования слитка; это вы-
звано тем, что турбулентное переме-
шивание приводит к усреднению тем-
пературы во всем объеме обрабатывае-
мого металла и увеличению перепада
температур до АТ=Тср — 7П0в-
Таким образом, два основных пара-
метра затвердевания — коэффициент а
теплопередачи на границе затвердева-
ния и разность температур АТ в новом
процессе — имеют бесспорные преиму-
щества перед обычными способами за-
твердевания.
Для определения коэффициента теп-
лопередачи при течении сред с боль-
шой интенсивностью обычно исполь-
зуют уравнение в следующем виде:
Nu = 0,026 Re0,8 Рг°л.
Раскрывая в этом уравнении значе-
ния критериев подобия и решая его
относительно коэффициента теплопере-
дачи, получим
Из приведенного уравнения следует,
что главную роль в теплопередаче иг-
рает скорость v движения потока вдоль
границы затвердевания.
Изучение теплофизических условий
формирования отливок из алюминие-
вых сплавов (рис. 41), проведенное
Н. Ф. Наконечным, показало, что при
охлаждении расплава в обычных усло-
виях изменения температур на границе
затвердевания, по оси отливки и в про-
межуточной зоне различны, а при га-
зоимпульсной обработке — одинаковы
и отвод теплоты в этом случае происхо-
дит при бдльшем перепаде температур,
чем обычно. Справедливость этого под-
тверждается тем, что скорость кри-
сталлизации затвердевающих под газо-
импульсным воздействием небольших
объемов расплава увеличилась в 2—3
раза. При этом измельчаются первич-
ные кристаллические структуры от-
ливок как из алюминиевых сплавов, так
и стальных (крупные отливки).
Газоимпульсная обработка стали в
ковшах состоит в ее газоимпульсном
перемешивании. Вместимость ковша
достигает 250 т.
6 8 10 12 W 16 18
Время, мин
Рис. 41. Кривые охлаждения отливки:
/ — 3 — в обычных условиях соответствен-
но на границе затвердевания, в промежу-
точной зоне и центре; 4 — при газоим-
пульсной обработке сплавов; изменения
температуры даны для точек 1, 2 и 3,
приведенных на рис. 37, д; кривая 4
соответствует всем трем точкам
Процесс пульсирующего перемеши-
вания осуществляют при чередующих-
ся избыточном давлении газа в трубе,
выталкивающем металл из трубы, и
вакуума (сталь засасывается в трубу).
В результате периодического измене-
ния давления инертного газа расплав
в трубе перемещается попеременно
вверх и вниз, что обеспечивает его
энергичное перемешивание с рас-
кисляющими и легирующими добав-
ками, поступающими через бункер
(рис. 42). Расход энергии на тонну ста-
ли не более 10 Вт; время перемешива-
Рис. 42. Установка для гааоимпульс-
ной обработки стали в ковше вмести-
мостью 250 т.
Разработана японскими специалистами
46 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
ния 3—4 мин; общее время обработки
10—15 мин.
Процесс пульсирующего перемеши-
вания стали в ковше обеспечивает:
ускорение процессов раскисления и
рафинирования стали;
резкое снижение концентрации кис-
лорода и загрязненности стали неме-
таллическими включениями;
снижение угара в ковше раскисли-
телей, легирующих и рафинирующих
добавок;
ряд преимуществ при эксплуатации
по сравнению с продувкой стали ар-
гоном и, прежде всего, значительно
большую энергию перемешивания, чем
при других способах обработки;
высокое качество стали, не уступаю-
щее качеству стали, подвергающейся
вакуумной обработке; капитальные за-
траты по сравнению с вакуумным ра-
финированием стали на установку
меньше в 5 раз, а эксплуатационные —
в 7 раз.
Разработано оборудование и техно-
логия внепечной обработки расплав-
ленного металла с применением резо-
нансных пульсационных колонн, позво-
ляющих интенсифицировать процесс
перемешивания металла с рафинирую-
щими реагентами.
7. Влияние внешнего
магнитного поля
на кристаллизацию сплавов
Механические свойства литого метал-
ла в значительной степени зависят от
размеров дендритов и развития дендрит-
ной неоднородности. Чем меньше раз-
мер дендрита и расстояние между
ветвями второго порядка, тем меньше
междендритная ликвация и выше ме-
ханические свойства кристаллической
структуры. Уменьшению размеров пер-
вичных кристаллов способствует, пре-
жде всего, повышение скорости кри-
сталлизации стали.
При исследовании влияния постоян-
ного магнитного поля на линейную
скорость кристаллизации стали жид-
кий металл 2 (рис. 43) заливали в ке-
рамическую изложницу /, помещен-
ную между полюсами электромагнита 5,
и подвергали электромагнитной обра-
ботке в течение 10—15 мин. При ин-
дукции постоянного магнитного поля
0,3 Тл скорость кристаллизации стали
увеличилась в 1,5 раза.
Сильные магнитные поля напряжен-
ностью Н влияют на такие параметры
кристаллизации, как удельная теплота
<;Кр и температура Т кристаллизации,
переохлаждение АТ, линейная ско-
рость роста кристаллов 7?кр и скорость
образования зародышей ш, критиче-
ский радиус гкр зародыша, коэффи-
циент диффузии D и кристаллическое
давление р (рис. 44).
Это влияние объясняется сообще-
нием дополнительной энергии молеку-
лам твердой и жидкой фаз на границе
затвердевания. Под воздействием маг-
нитных полей изменяется энергия ак-
тивации молекул и происходит сдвиг
равновесия в системе расплав—кри-
сталл. При этом удельная теплота кри-
сталлизации уменьшается на вели-
чину, определяемую напряженностью
Н магнитного поля:
?кр = <7о —
где а — коэффициент, зависящий от
природы затвердевающего материала;
Н
Рис. 43. Установка для изучения влия-
ния электромагнитного поля на
кристаллизацию стали
Рис. 44. Параметры кристаллизации,
влияющие на рост дендритов
Влияние магнитного поля на кристаллизацию сплавов
47
а = (x2V2 — ^V^/2; ц0 —магнит-
ная постоянная; х — магнитная вос-
приимчивость твердой (х2) и жидкой
(хх) фаз; Vi и V2 — удельные объемы
(в расчете на один атом) соответственно
твердой и жидкой фаз; д0 — удельная
теплота кристаллизации при Н — 0.
Кристаллизация при наложении маг-
нитных полей происходит при более
низкой температуре расплава, равной
7о—аЯ2 т
<?о °’
где То — температура расплава при
отсутствии магнитного поля.
При этом переохлаждение на гра-
нице затвердевания уменьшается и
равно
А7 = 7 - 7кр = т9 - 7кр>
40
где Ткр — температура границы раз-
дела кристалл—расплав.
Линейная скорость непрерывного ро-
ста кристаллов
Якр - с АТ + РЯ2,
где с — постоянная, которая не зави-
сит от магнитного поля; для металлов
с — 1 м/(°С-с); Р — постоянная, за-
висящая от физических свойств ме-
талла.
Таким образом, линейная скорость
роста кристаллов пропорциональна
квадрату напряженности поля, т. е.
Якр = Ы Н*,
ста, так и скорость образования заро-
дыша зависят от напряженности поля Н
и тем сильнее, чем меньше переохла-
ждение расплава АТ.
Расчетные значения отношений w/w0
и Rkq/Rq для железа при различных
переохлаждениях АТ и напряженности
поля Н = 10б А/м:
АТ, °C .. 1,5 2 3 4 5
wIwq. . . . 25,1 3,9 1,5 1,19 1,09
/?кр/#о • • 3,3 3,3 1,35 1,18 1,11
Необходимые для расчета данные
приняты для переохлаждения АТ «
« 1 °C, А = 1,23- 10б К3, В = 6,07 X
X 104 К2 и а = 6,1-10“13 Дж-м2/(А2 X
X моль).
Для кристаллов наиболее предпо-
чтительной является граненая форма
без разветвлений, получаемая при не-
больших АТ. С увеличением АТ раз-
ветвленность кристаллов увеличива-
ется, а на границах дендритов скап-
ливаются примеси и поры. Наложение
поля приводит к уменьшению переох-
лаждения и препятствует развитию
дендритной структуры. Чем больше
скорость зарождения центров кри-
сталлизации и чем меньше скорость их
роста, тем мельче зерна.
Таким образом, внешнее магнитное
поле может быть эффективно исполь-
зовано для управления процессами
роста кристаллов и формирования
структуры отливок.
Накладывая магнитное поле, можно
увеличить критический радиус заро-
дыша твердой фазы, кристаллизацион-
ное давление и коэффициент диффузии:
где /?0 — скорость кристаллизации
« о&Т о
при отсутствии поля; л = -------- —
Яо
теплопроводность; В — коэффициент,
не зависящий от магнитного поля.
Скорость образования зародышей
кристаллизации может быть определе-
на по следующей зависимости:
w = wol
2ХА
TAT2
Я9,
где А — коэффициент, не зависящий
от магнитного поля; ш0 — скорость
образования зародышей кристаллиза-
ции при отсутствии поля.
Из последних двух выражений сле-
дует, что как линейная скорость ро-
где г0, р0 и Dq — соответственно кри-
тический радиус зародыша, давление
кристаллизации и коэффициент диф-
фузии при отсутствии поля; Ар,0 —
приращение магнитной постоянной фа-
зы без электромагнитного воздействия;
У1 и V2 — удельные объемы (в расчете
на одну молекулу) соответственно рас-
48 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
плава и кристалла; — постоянная
Больцмана.
Наложение электромагнитных по-
лей влияет на увеличение скорости
кристаллизации, измельчение первич-
ной структуры усадку сплавов и плот-
ность отливок. Введение в затвердева-
ющий объем расплава электродинами-
ческих колебаний при помещении его
в скрещенные электрические и магнит-
ные поля позволяет получить измель-
ченную структуру и повысить плот-
ность отливок. Улучшаются условия
пропитки отливок, усадочные рыхлость
и раковина смещаются в их верхнюю
часть. Положительное влияние элек-
тромагнитных полей на ускорение за-
родышеобразования и уменьшение сте-
пени переохлаждения подтверждается
данными В. Д. Александрова и
В. И. Петренко.
Изменяя величины и направления
электромагнитных сил, можно управ-
лять процессами ликвации и распре-
делением дисперсных фаз в различных
зонах отливки. Электромагнитные поля
позволяют также управлять конвек-
тивными потоками металла в сердце-
вине отливки и тем самым влиять на
кристаллическую структуру затвер-
девающего металла.
8. Влияние давлений
на формирование отливок
Все свойства тела (тепловые, меха-
нические, электрические и многие дру«
Рис. 45. Зависимость коэффициента
проницаемости алюминиевых сплавов
от температуры твердожидкой зоны:
1 — сплав АЛ9; 2 — сплав система А1—
Si (4,05%)
гие) изменяются под действием давле-
ния. При наложении на расплавы ме-
таллов высоких давлений эти расплавы
превращаются в твердые тела, так как
температура плавления их повышается.
При давлении 100 МПа повышение
температуры плавления различных ме-
таллов, по экспериментальным дан-
ным, приближенно составит, °C: 6,4
для алюминия, 4,2 для меди, 3,7 для
никеля, 10,0 для свинца, 3,0 для желе-
за, 4,5 для цинка. Давление Ар спо-
собствует более эффективному про-
никновению жидкого металла в зону
двухфазного состояния сплавов и поз-
воляет управлять теплосиловыми про-
цессами формирования отливки. При
этом количество жидкости, профиль-
тровавшейся через зону двухфазного
состояния сплава, определяют по за-
кону Дарси:
_ t F .
Q =з £ Ар,
где k — коэффициент проницаемости
полузатвердевшего каркаса сплава
(рис. 45); F —площадь поперечного се-
чения отливки; L — протяженность зо-
ны двухфазного состояния сплава; для
широкоинтервальных сплавов может
быть ориентировочно определена по
зависимости А. И. Вейника:
в начальный период затвердевания
(Bi < 1)
£ = AT«P .
Т сол Т'пов а
в последующий период затвердева-
ния (после нарастания твердой ко-
рочки отливки) при значениях Bi >
> Гкр/(ТСол — Тпов)
В этих уравнениях АТкр = Тлик—
— Т'сол: Тпов и В — соответственно
температура поверхности и толщина
отливки; а — коэффициент теплоот-
дачи с поверхности отливки.
К наиболее важным параметрам за-
твердевающего металла, на которые
оказывают влияние внешние давле-
ния, относятся:
‘увеличение коэффициентов тепло-
проводности уплотняемого металла и
теплообмена между отливкой и формой
Двухфазное литье сплавов
49
за счет более длительного контакта
между ними;
уменьшение размеров критического
зародыша кристаллизации и повыше-
ние числа центров кристаллизации;
уменьшение средней величины зерна
и снижение дендритной неоднородно-
сти затвердевших сплавов;
уменьшение коэффициента диффузии
примесей и снижение скорости раз-
делительной диффузии при кристалли-
зации сплавов;
улучшение условий пропитки твер-
дожидкой зоны и, следовательно, уп-
лотнение структуры;
снижение температуры начала ли-
тейной усадки и уменьшение усадки
в эффективном интервале кристалли-
зации;
уменьшение литейной усадки и из-
мельчение зерна, что приводит к уве-
личению запаса пластичности в твердо-
жидком состоянии и тем самым к сни-
жению склонности к трещинообразова-
нию.
9. Двухфазное литье сплавов
Основным недостатком, приводящим
к образованию повышенной усадки и
ко всем видам физической неоднород-
ности, является перегрев разливае-
мого сплава. Перегрева удается избе-
жать при использовании новых техно-
логий — двухфазного литья,
В этом случае в жидком металле со-
держатся частицы твердой фазы того
же расплава, температура которых
находится в интервале температур
Тлик — Т’сол. На применении двух-
фазных сред основаны две технологии:
суспензионная разливка металлов и
диффузионное затвердевание сплавов.
Если проследить распределение жид-
кой и твердой фаз по диаграмме со-
стояния (рис. 46), то на вертикали
/—2—3—4 можно отметить следующие
участки, характеризующие различные
методы литья.
1. Участок, характеризуемый точ-
кой Д в котором расплав находится
в перегретом над линией ликвидуса
состоянии, разливка сплавов с пере-
гревом при литье и кристаллизации
отливок вызывает развитие турбулент-
ных потоков жидкой стали вдоль гра-
Рис. 46. Схемы различных методов
литья в зависимости от температуры
разливаемого сплава:
а — влияние температуры сплава на спо-
соб литья; б — схема диффузионного за-
твердевания сплавов
ницы затвердевания и образование го-
рячих трещин, усиление дендритной
и зональной неоднородности и ряд
других дефектов литья.
2. Расплав, перегретый до темпера-
туры, находящейся на диаграмме со-
стояния между линиями ликвидуса и
солидуса, состоит из жидкой и твер-
дой фаз (точка 2), которые в процессе
литья интенсивно перемешиваются.
Температура литья таких двухфазных
сред примерно на 100 °C ниже темпе-
Рис. 47. Влияние количества вводимой
в расплав дроби на условия форми-
рования отливки:
Q____ — области литья соответствен-
сус энд
но суспензионного и эндогенного
50 ВЛИЯНИЕ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИ Й НА ФОРМИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
ратуры перегретых сплавов. При этом
повышается стойкость формы, умень-
шаются усадка и усадочная раковина
отливки. Способ суспензионного литья
уже нашел широкое распространение,
надежно обеспечивает отсутствие тре-
щин и измельчение кристаллической
структуры отливок. Содержание твер-
дой фазы или вводимой дроби при этом
методе литья составляет 1—5%.
3. Принудительную подачу жидкого
металла в пространство между сфери-
ческими частицами металлической дро-
би называют диффузионным литьем.
Для реализации этого процесса форму
вначале заполняют металлической дро-
бью, подогревают ее до температуры
на 25—100 °C ниже температуры соли-
дуса, а затем жидкий металл под не-
значительным давлением запрессовы-
вают в свободные пространства между
дробинками. Твердая фаза занимает
обычно 5/8 объема отливки. Для пре-
дупреждения преждевременного про-
сачивания металла в твердую фазу
между дробью и жидким сплавом про-
кладывают слой из крупных огнеупор-
ных частичек. После наложения давле-
ния жидкий металл просачивается
через этот слой и начинается его за-
твердевание. При этом между распла-
вом и дробью, происходит взаимный
массоперенос и выравнивание химиче-
ского состава отливки. Продолжи-
тельность затвердевания такой отливки
не зависит от ее размеров, а определя-
ется размером свободного пространства
между отдельными дробинками. В этом
случае отливку получают без прибыли.
Этот способ можно успешно приме-
нять для получения отливок из угле-
родистых сталей с содержанием угле-
рода 0,1—1,0% (мае. доля), инстру-
ментальных и коррозионно-стойких ста-
лей, ковких и высокопрочных чугунов,
алюминиевых и других цветных спла-
вов.
Одной из важнейших проблем при
освоении двухфазного литья является
определение нужного сочетания хими-
ческих составов жидкой и твердой
фаз, оптимального размера дробин и
пространств между ними.
К числу разновидностей этой тех-
нологии можно отнести технологию
литых композиционных материалов,
при производстве которых вводится
дробь, имеющая химический состав,
отличающийся от химического состава
матрицы.
В зависимости от содержания вво-
димой в расплав дроби получают сле-
дующие схемы двухфазного литья
(рис. 47): 1) при введении в расплав
1—5% металлической дроби, снимаю-
щей перегрев сплава и снижающей его
температуру ниже температуры лик-
видуса (Тлик — участок 1—2 на ри-
сунке), получаем двухфазную среду
для суспензионной разливки металла;
2) при введении в форму дроби в таком
количестве, которое снизит темпера-
туру заливаемого расплава ниже тем-
пературы солидуса (ТСол — участок
2—3 на рисунке), создаются условия
для диффузионного затвердевания
сплавов.
Список литературы
1. Абрамов О. В. Кристаллизация
металлов в ультразвуковом поле. М.:
Металлургия, 1972. 256 с.
2. Абрамович Г. Н. О дальнодей-
ствии турбулентных пульсаций дав-
ления//Механика турбулентных по-
токов. М.: Наука, 1980. С. 134—
152.
3. Александров Н. В. «Яшкин А. Я.
Курс общей физики: Механика. М.:
Просвещение, 1978. 416 с.
4. Альтшуль А. Д., Животов-
ский Л. С., Иванов Л. П. Гидравлика
и аэродинамика. М.: Стройиздат, 1987.
414 с.
5. Батышев А. И. Кристаллиза-
ция металлов и сплавов под давле-
нием. М.: Металлургия, 1977. 151 с.
6. Ганиев Р. Ф., Украинский Л. Е.
Динамика частиц при воздействии
вибрации. Киев: Наукова думка,
1975. 168 с.
7. Голиков И. Н., Масленков С. Б.
Дендритная ликвация в сталях и
сплавах. М.: Металлургия, 1977.
218 с.
8. Джалурия Й. Естественная кон-
векция. М.: Мир, 1983. 396 с.
9. Ефименко С. П. Внепечная об-
работка металлических расплавов с
использованием импульсного переме-
шивай ия//Сталь. 1985. № 10. С. 29—
32.
Список литературы
61
10. Ефимов В. А., Борисов Г. П.,
Затуловский С. С. Некоторые воп-
росы теории технологии процесса ли-
тья с газовым противодавлением//Но-
вое в литье с противодавлением. Со-
фия: Изд-во Болгария АН, 1978.
С. 9—25.
11. Ефимов В. А. Пути улучше-
ния структуры стальных слитков и
8аготовок//Процессы разливки стали
и формирования слитка. М.: Метал-
лургия, 1961. С. 5—14.
12. Ефимов В. А. Разливка и кри-
сталлизация стали. М.: Металлур-
гия, 1976. 552 с.
13. Исаченко В. Л., Осипова В. А.,
Сукомел А. С. Теплопередача. М.:
Энергия, 1969. 439 с.
14. Исследование гидродинамиче-
ских процессов при литье фасонный
отливок/Е. Д. Таранов, В. Г. Глу-
щенко, Б. С. Гончар и др. Киев:
АН УССР. Институт проблем литья,
1984. 50 с.
15. Кинг Г. Кинетика металлурги-
ческих процессов//Производство стали
в электропечах. М.: Металлургия,
1965. С. 293—348.
16. Кокорев Л. С., Харитонов В. В.
Теплогидравлические расчеты и оп-
тимизация ядерных и энергетических
установок. М.: Энергоатомиздат, 1986.
246 с.
17. Крэйт Ф., Блэк У. Основы
теплопередачи. М.: Мир, 1983.
512 с.
18. Лычев А. П., Черемишин А. И.
Влияние магнитного поля на линей-
ную скорость роста кристаллов//
Электронная обработка материалов.
1981. № 2. С. 55—57.
19. Лычев А. П., Черемишин А. И.
Кристаллизация металлов во внешнем
магнитном поле//Изв. вузов. Черная
металлургия. 1978. № 11. С. 158—
161.
20. Лычев А. П., Черемишин А. И.
О влиянии постоянного магнитного
поля на кристалл изацию//Электрон-
ная обработка материалов. 1978. № 6.
С. 38—40.
21. Мартынов О. В., Голиков С. К.
Влияние внешнего магнитного поля
на кристаллизацию стального слитка//
Разливка стали в изложницы. М.:
Металлургия, 1984. С. 19—20.
22. Микельсон А. Э., Черный 3. Д.
Электротермическое возбуждение и из-
мерение колебаний в металлах. Рига:
Знание, 1979. 151 с.
23. Милн—Толесон Л. М. Теоре-
тическая гидродинамика. М.: Мир,
1964. 655 с.
24. Новиков И. И., Воскресен-
ский К. Д. Прикладная термодина-
мика и теплопередача. М.: Госатом-
издат, 1961. 548 с.
25. Обработка легких и жаропроч-
ных сплавов/В. И. Добаткин, Г. И. Эс-
кин, С. И. Боровикова и др.//Зако-
номерности формирования структуры
слитков алюминиевых сплавов при
непрерывном литье с ультразвуковой
обработкой кристаллизующегося рас-
плава. М.: Наука, 1976. С. 151 —
161.
26. Оно А. Затвердевание метал-
лов. М.: Металлургия, 1980. 148 с.
27. Патрашев А. Н. Турбулентные
течения в потоках жидкости с круп-
ными локальными вихреобразовани-
ями//Механика турбулентных пото-
ков. М.: Наука, 1980. С. 166—
192.
28. Рождественский В. В. Кави-
тация. Л.: Судостроение, 1977. 247 с.
29. Флеминге М. Процессы затвер-
девания. М.: Мир, 1977. 423 с.
30. Чалмерс Б. Теория затвердева-
ния. М.: Металлургия, 1968. 288 с.
31. Чудновский А. Ф. Теплообмен
в дисперсных средах. М.: Технико-
теоретическая литература, 1954.
444 с.
32. Шлихтинг Г. Теория погранич-
ного слоя. М.: Наука, 1974. 702 с.
33. Abdel— Reihim М., Reif W.
Practical Applications for Solidifi-
cation of Metals and Alloys under Ult-
rasonic Vibrations//Metall. 1984. N 12.
P. 1160—1196.
34. Fujii T., Oguchi Y., Sumida N.
Commercial Scale Experiments on Pul-
sating Mixing Process for Ladle Re-
fining of Molten SteelZ/Journal of The
Iron and Stul Institute of Japan.
1982. N 10. P. 117—125.
35. Hunt J. D. Steady State Colum-
nar and Equiaxed Growth of Dendrites
and Eutectic//Materials Science and
Engineering. 1984. N 65. P. 75—84.
36. Jansen R.t Sahm P. R.. Soli-
dification under Microgravity/ZMate-
52
ТЕПЛОВЫЕ ОСНОВЫ СПЕЦИАЛЬНЫХ СПОСОБОВ ЛИТЬЯ
rials Science and Engineering. 1984.
N 65. P. 199—212.
37. Kirkwood D. H. Microsegregati-
on//Materials Science and Engineering.
1984. N 65. P. 101—109.
38. Langford G., Apelian D. Dif-
fusion Solidification//Journal of Me-
tals. 1980. 32. N 9. P. 28—33.
39. Shekely Z. Fluid blow pheno-
mena in metallurgical processing. New
York: Academic — Press, 1979. 279 p.
40. Takanashi T., Ichikawa К.»
Kudou M. Effect of fluid flow on
macrosegregation in Steel ingot s//So-
lidification and casting of Metal:
Proceedings of an intern. Conf. England:
Sheffield, 1977. P. 331—333.
41. Ueda A., Namura N., Onishi M.
Performance and Kinetics of a 250 t
Pulsating Mixing Unit for Ladle Refin-
ing of Bof Melts//Iron Steelmaker.
1984. N 7. P. 23—28.
Глава II
ТЕПЛОВЫЕ ОСНОВЫ
СПЕЦИАЛЬНЫХ СПОСОБОВ ЛИТЬЯ
Процессы затвердевания отливки и
прогрева формы при специальных спо-
собах литья отличаются многообра-
зием теплового взаимодействия. Фор-
мы условно подразделяют на группы
по интенсивности охлаждения в них
отливки и прогрева самой формы.
Для неметаллических форм (литье
в формы из стержней, по выплавляе-
мым моделям, в оболочковые и керами-
ческие формы, по газифицируемым мо-
делям и т. п.) характерны малая ин-
тенсивность охлаждения отливки и
большая интенсивность прогрева фор-
мы (рис. 1, а). Механизм теплового
взаимодействия отливки и неметалли-
ческой формы аналогичен механизму
взаимодействия отливки и сухой пес-
чано-глинистой формы [1]. Например,
керамическая форма или форма с вы-
плавляемыми моделями может рассма-
триваться как неограниченные в теп-
ловом отношении, а оболочковая с за-
сыпкой дробью — как двухслойная
с металлической опокой. Все приве-
денные в работе [1 ] соотношения спра.
Рис. 1. Затвердевание отливки:
а — в неограниченной малотеплопроводной форме; бив — в металлических формах
с оответственно массивной и тонкостенной охлаждаемой; г — в облицованном кокиле
Металлическая форма
53
ведливы и для данных случаев, а также
для расчета прогрева сплошных и по-
лых стержней.
Наиболее распространены неохла-
ждаемая и охлаждаемая металличе-
ские формы (рис. 1, б и в) (кокили,
пресс-формы для литья под давлением,
кристаллизаторы и т. п.), в которых от-
ливка охлаждается, а форма прогре-
вается со средней интенсивностью. Об-
лицованный кокиль (рис. 1, г) по ин-
тенсивности охлаждения в нем отливки
и его прогрева занимает промежуточ-
ное положение между песчано-глини-
стой и неохлаждаемой металлической
формами.
1. Металлическая форма
Затвердевание отливок. П л а с т и-
н а. При прогреве кокиля можно
различать два периода его теплового
взаимодействия с затвердевающей от-
ливкой (рис. 2). Сначала кокиль про-
гревается в глубину и ведет себя в теп-
ловом отношении как полуограничен-
ное тело (/< /0). Затем, когда фронт
температуры доходит до наружной по-
верхности, эта поверхность нагревает-
ся и перепад температуры по толщине
формы уменьшается (/ > /0).
Определим зависимость температуры
кокиля и плоской отливки от времени
затвердевания, используя метод исклю-
чения переменных, основы которого
разработал А. И. Вейник [3]. Согласно
методу характер распределения темпе-
ратуры в теле отливки на основании
предварительно проведенных исследо-
ваний считается известным,и темпера-
турное поле с учетом этого приближен-
но описывается функцией, дающей до-
статочно хорошее совпадение с экспе-
риментальной кривой. Для плоской от-
ливки более всего подходят зависимо-
сти параболического типа. Будем счи-
тать, что температурные поля затвер-
девшей части отливки и кокиля опи-
сываются следующими уравнениями:
для отливки
<^ = 0Kp-(OKp-§1)(-|-y,; (1)
для кокиля в первом периоде
во втором периоде
Рис. 2. Схема распределения темпе-
ратуры в затвердевающей отливке
и форме:
/ — t < U; 2 — t <= t9; з — t > t9
где $кр — 7Кр — Ль #1 — Л — Ль
^2 = 7а — Л>; == Л1 — Л,; 7Кр,
71, Та, Т8, 70 — температура соответ-
ственно кристаллизации, поверхности
отливки, внутренней и наружной по-
верхностей кокиля и его начальная
температура; 5 и Ха — толщина соот-
ветственно затвердевшей части отливки
и стенки кокиля (см. рис. 2); nj и —
показатели степени параболы, описы-
вающие температурное поле соответ-
ственно затвердевшей отливки и про-
гретой части формы.
При заливке в кокиль металла с тем-
пературой Тзал эффективная теплота
кристаллизации
^кр = г + <4 (Т’8ал Ткр), (4)
где г — удельная теплота кристалли-
зации материала отливки; с{ — удель-
ная теплоемкость расплава.
В течение первой стадии прогрева
кокиля происходит нарастание корки
54
ТЕПЛОВЫЕ ОСНОВЫ СПЕЦИАЛЬНЫХ СПОСОБОВ ЛИТЬЯ
затвердевшего металла толщиной £.
Зависимость £ от времени имеет вид
*-*1 =
Pici (% — Si) / 7кр
Р (^1 ср ^2 ср) \ С1
где pi и сх — соответственно плотность
и теплоемкость материала твердой от-
ливки; Р — термическая проводимость
зазора между отливкой и кокилем;
Р — ^заз^заз’ -^заз и ^-заз — соответ-
ственно толщина и теплопроводность
зазора (краски или воздуха).
Зависимость (5) удобнее использо-
вать в критериальной форме:
Fo-Fo^A^-fK+e), (6)
Температуру поверхности отливки
рассчитывают по формуле [ 1 ]
Глубину прогрева формы определяют
из уравнения
^2П2 ^2_____ / | । PS \
Р ^Кр $2 \ )
(8)
В уравнения (7) и (8) не входят ве-
личины, характеризующие конфигу-
рацию отливки и кокиля. Поэтому они
справедливы для определения темпе-
ратуры поверхности отливки и глу-
бины прогрева формы для отлйвок и
кокилей произвольной конфигурации.
Единственным ограничением является
условие одномерности теплового по-
тока.
Для плоской отливки значение О2 на-
ходят из выражения
икр
^2 — Яг
1_____Фкр — #1 . с __ 1 .
*i + l Oicp-Oacp’ * ’
кр
R — половина толщины отливки; ах —
— ^i/(ciPi) — температуропроводность
материала отливки; — теплопровод-
ность материала отливки.
Формула (5) действительна для не-
большого промежутка времени, когда
изменение температур 7\ и Т2 невелико
и можно без больших прогрешностей
использовать их средние значения Т1ср
и ^2ср» или^1Ср= T’icp— То и‘О'зср ==
= ?~2ср— ^о- В результате весь про-
цесс разбивается на ряд этапов, в пре-
делах которых и можно принять
постоянными, средними в промежутке
времени А/ = t — tly за которое обра-
зуется твердая корка толщиной =
— & — £1. Чем меньше длительность
этапов, тем точнее решение.
\ Z _
где
__ с1^кр PS .
41 "i + 1 Р5 + М1 ’
__ П2_______^2^КР Р£ Н~ Ад/Ц .
2 п2 + 1 Р1 Р5^1Л1
Ь2 = ~|/^2с2Рг — тепловая активность
формы; Х2, с2 и р2 — соответственно
теплопроводность, теплоемкость и плот-
ность материала формы.
Можно принять следующий порядок
расчетов. Задают толщину затвердев-
шей корки отливки и определяют зна-
чения (>2 и а затем §1ср и Ф2ср (сред-
ние за этап). Значения $icp и 4аср
подставляют в уравнение (5) или (6)
и находят продолжительность нара-
стания корки толщиной $ —
Металлическая форма
55
Расчет ф2 по формуле (9) справедлив
до момента /0, когда глубина прогрева
формы становится равной ее толщине,
т. е. X = Х2 (см. рис. 2, кривую 2).
Дальнейший прогрев формы рассчи-
тывают по формуле
(Ю)
^2P2g2 ^1П1 DJ
п2 + 1 SPi 2
Bi2 — рХ2/%2.
Температуру наружной поверхности
кокиля находят из уравнения
V*- дкр~^~. (11)
Л2 j . Р5
^*1^1
При затвердевании отливки в мас-
сивных кокилях с воздушным охла-
ждением отдача теплоты с наружной
поверхности формы невелика по срав-
нению с теплотой, переданной из от-
ливки в форму (1—2%), и ею можно
пренебречь.
Для реализации полученных урав-
нений необходимо знать распределе-
ние температур в твердой корке от-
ливки и в кокиле. Значения показа-
теля Hi в зависимости от критерия N —
= Q (Л<р7\)/<7кр, по данным рас-
четов А. И. Вейника [4], приведены
на рис. 3.
Показатель п2 определен при заливке
в чугунный кокиль чугуна и алюминия,
а также путем сравнения приведенного
решения с более точным, выполнен-
ным на ЭВМ. На рис. 4 приведены за-
висимости показателя п2 для плоского,
цилиндрического и шарового кокилей
от критерия Bia и комплекса
Значения во всех случаях — сред-
ние интегральные для первой стадии
Рис. 3. Зависимость показателя
от критерия N:
1 — плоская отливка; 2 — цилиндриче-
ская; 3 — шаровая
прогрева кокиля, т. е. для таких значе-
ний которые соответствуют моменту
времени t0 достижения фронтом темпе-
ратуры наружной поверхности кокиля.
Влияние интенсивности прогрева ко-
киля на п2 существенно сказывается
в начальные моменты теплового взаимо-
действия. В неохлаждаемой форме
почти при всех значениях Bi2 значе-
ние п2 падает до 1,4—1,5. Приведенные
на рис. 4 результаты относятся к за-
твердеванию отливок в массивных ко-
килях: Х2 27? для плоской отливки,
Х2 > 7? для цилиндрической и Х2
2
-у R для шаровой. В тонкостенных
формах, особенно при наличии при-
нудительного охлаждения, значение п2
быстро приближается к единице. В
этом случае распределение температур
в системе твердая корка — зазор —
стенка кокиля — охлаждающая среда
рассчитывают по формуле (7), а также
по формулам
А ФКр Bi2
*»= , Bi8 / pg V
а+ 1 + Bi8 v + Mi /
(12)
d8 =
_ ____________^кр Bi8___________
~ Bi3(l+Bi8) + Bi8(l+Jl-y
(13)
где Bi3 = аХ2/Х2; а — коэффициент
теплоотдачи на наружной поверхности
формы.
ТЕПЛОВЫЕ ОСНОВЫ СПЕЦИАЛЬНЫХ СПОСОБОВ ЛИТЬЯ
Рис. 4. Зависимость показателя па от критериев Bia и L для плоского (а),
цилиндрического (б) и шарового (в) кокилей:
1 — Bi, — 11; 2 — 6; 3 — 2,5; 4—1; 5 — 0,2; 6 — 5; 7 — 3; 8 — 1; 9 - 0,5; 10 — 5 ;
11 — 3; 12 — 1; 13 — 0,5
Пример 1. Рассчитать затверде-
вание плоской чугунной отливки тол-
щиной 2R = 0,03 м в симметричном
окрашенном кокиле с толщиной стенки
Ха — 0,04 м; ХКрас = 0,1 мм; А.Кпас =
= 0,25 Вт/(м-°С); То = 200 °C; TKD =
= 1150 °C (акр= 950 °C); , Т3ал =
= 1300 °C; г = 250-108 Дж/кг; =
= 838 Дж/(кг-°С); й = 755 Дж/(кг X
X °C); = 37 Вт/(м-°С); Р1 = р2 =
= 7200 кг/м8; с2 = 500 Дж/(кг*°С); Ха ~
= 50 Вт/(м-°С); Ь2 = 13,4 кВт-с°’5/(маХ
X °C).
Эффективную теплоту кристаллиза-
ции определяют по формуле (4)
В первом- приближении можно счи-
тать в формуле (7) ф2 = 0 и = 1.
Тогда
РВ = 2500-5-10"8 = 12,5 Вт/(м-°С);
=
= 710°С;
755 (950 — 710)
376-1О8
= 0,482.
7кР = 250-108 + 838 (1300 —1150) =
= 376-108 Дж/кг.
Параметры зазора:
Из рис. 3 (кривая /) пг = 1,07.
По приведенным величинам можно
сделать второе приближение, однако
опыт расчетов показывает, что поправ-
ка получается незначительной.
Находим значение па» определив пред-
варительно критерий L.
. 1150 — 200 5
L =-------=-----------= 0.1.
1150 40
>аз А'крас 0,25_____________
заз -^крас 0,1-10“8
= 2500 Вт/(ма-°С);
По графику (рис. 4, кривая 5) п2 =
= 2,4.
Определяем §2 по (9):
п. 2500-0,04
Bi’ =-----50----
Т. е. можно считать, что гц изменяется
по кривой 3 (см. рис. 4).
Задаем 5 = 5 мм и находим значения
показателей и п2. Определяем кри-
терий W (см. рис. 3).
Mi = 37-1,07 = 39,6 Вт/(м-°С);
_ 755-950 1 __
91 ~ 2,07 ‘ 39,6 ~
1 + 12,5
= 83-10® Дж/кг;
_ 2,4 (13,4-Ю’)®-950
Qi~ 3,4 7200 Х
Металлическая форма
12,5 + 39,6
12,5-39,6
— 1760-108 Дж/кг;
В первом приближении определим
значение 6*1 с учетом величин пг и ф|
из первого этапа:
(1760 — 83) -10’ Х
// 376-103 \2 ”
|/ ( 2 - ) + 1760Х
” Х 103 (376 ч- 83) -10» —
108 = 366° С.
Глубина прогрева кокиля [формула
(8)1
v 50-2,4-366 / 12,5 \
Л ~ 2500 (950 — 366) \ + 39,6 /
= 39,6-10“8м,
т. е. кокиль прогревается почти на всю
толщину при затвердевании корки £ =
= 5 мм.
С учетом найденного значения Ф2
уточняем значение температуры по-
верхности отливки [формула (7) ]
950 + Чтпг366
+ 39,6
Средние температуры поверхностей:
ср = -у5- = 183°С.
По формуле (5) (для первого этапа
'1 = ОД, = 0)
7200-755-5-10"’
2500 (880— 183) Х
/ 376-10’ , 950 — 810 \
Х V 755 + 2,07 1 ~
= 8,8 с.
На втором этапе задаем £ - 10“2 м;
тогда
Ei - 5-Ю"8 мЛ - - 5-Ю-3 м;
= 25 Вт/(м-°С).
О» =
^6-366
-- 724°С;
~39jT
N , Z^950.,-..?24) _ о 454-
376-108 ’ ’
пг = 1,06 (рис.З);
, 950 _10_
L 1150 40 -°’206’
п2 = 2 (рис.4);
= 37-1,06 = 39,2 Вт/(м-°С).
Значение Ф2 рассчитываем по форму
ле (10):
950 / 755-25) ,
9з~ 25 + 39,2 2,06 +
, 0,04-7200-500 39,2 о\
+ 3 10"2-7200 '*) ~
= 909-108 Дж/кг;
376-108 + 909-108 _
~ 0,04-7200-500 909-108 ~
10-2-7200 + 950
= 434° С.
По найденному значению Фа уточня-
ем величину Фх:
ок
950 + -39 2- 434
«г =--------------------- 750°С.
1 + —25
39,2
Средние за этап значения:
о, _ “ + «£ _ ,00-с.
По формуле (5) получаем: / — =
= 15,5 с; t = 8,8 + 15,5 = 24,3 с.
Подставляя в расчет £ = 15 мм, по-
лучаем Фх — 732 °C; /г2 — 2; Ф2 =
- 504 °C: /3 = 50,5 с.
При толщине краски Хкр = 0,2 мм
расчетное время затвердевания отливки
составляет 73 с, т. е. оно не пропорци-
58
ТЕПЛОВЫЕ ОСНОВЫ СПЕЦИАЛЬНЫХ СПОСОБОВ ЛИТЬЯ
овально величине термического сопро-
тивления между отливкой и формой.
Пример 2. По данным примера 1
рассчитать время затвердевания от-
ливки в тонкостенной водоохлаждае-
мой форме толщиной Х2 — 0,01 м.
Начальная температура формы и ох-
лаждающей воды То=2О°С; а —
= 15 000 Вт/(м2-°С).
Начало процесса (первая стадия про-
грева кокиля) рассчитывается анало-
гично примеру 1. Проведя необходи-
мые расчеты, имеем: | = 1,8 мм; =
= 1034 °C; аа = 300 °C; = 1,06; /0 =
= 2 с.
С момента /0 = 2 с вступает в дей-
ствие внешнее охлаждение. Расчет
температур в системе проводим по фор-
мулам (7) и (12).
Задаем £ = 5 мм; 5 — &i = 5 —
— 1,8 = 3,2 мм;
Pg = 2500-5-10“3 = 12,5 Вт/(м-°С);
ВЕД-“' - ттгаг - °-3|9;
₽Ха 2500-0,01
1- X* ~ 50
_ <хХ2 15 000-0,01
•- Ха ~ 50
По формуле (12)
0,5 +-j-(l + 0,319)
Находим продолжительность затвер-
девания корки (5):
7200-755-3,2-10“3 / 376-Ю8
2500-651 \~755
, 1130 — 948 \ , „ „ „
+ 2,06 )+ 2 - 8,2 с.
Аналогично при £ = 10 мм, t —
= 21,3 с и £ = 15 мм, t = 37,4 с.
В приведенных расчетах не учтен
естественный газовый зазор между от-
ливкой и формой, образующийся при
усадке отливки и прогреве формы.
Величину газового зазора прибли-
женно определяют по формуле
-^газ— Х1Газ + Х2газ» (1^)
где Xiras и Х2 газ — толщины газовой
прослойки, образовавшейся за счет
усадки отливки и теплового расшире-
ния формы.
При определении этих величин пред-
полагается, что изменение размеров
отливки и формы пропорционально из-
менению их средней объемной темпе-
ратуры [4]:
Х1газ = аТ (ТкР - ТГ) Я; (15)
Х2газ = атГ2-7’20)«. (16)
где а'т и а"т — коэффициенты линей-
ного расширения отливки и формы;
Т* и Т* — средние объемные темпера-
туры отливки и формы.
Найденному среднему значению ве-
личины газовой прослойки соответ-
ствует термическая проводимость
= 380° С.
Из выражения (7)
Ргаз — уГа3—h Рл» U?)
лгаз
где рл — лучистая составляющая тер-
мической проводимости;
= 1130 + 0,319-380 _
° 1,319 — 948 С,
^2 Ср —
300 + 380
2
= 340° С;
Сь Са и Со — лучеиспускательные спо-
собности поверхностей соответственно
ср --^2 ср ~ 651° С.
Металлическая форма
69
отливки, кокильной краски и абсолют-
но черного тела (С0 = 5,7 Вт/(м2*К4).
Полную термическую проводимость
зазора между отливкой и формой с уче-
том газовой прослойки рассчитывают
по формуле
я- Л;*1'" . ив,
Ркр I Ргаа
Значения Tf для отливок:
плоской
n = 4-(TKp + Ti); <2°)
цилиндрической
Л* = 4-(гкр + 2Т0; • <21>
шаровой
П^тГкр + ЗТ,). (22)
Значение Т* для кокиля:
плоского
т? = тз + г„* 7 г; (23)
цилиндрического
шарового
(25)
Пример 3. По данным примера 1
рассчитать тепловые параметры за-
зора между отливкой и формой в мо-
мент окончания затвердевания отлив-
ки. Принять С = 4 Вт/(м2*К4); «у* =
=* а? - 10“5; Хгаз = 0,06 Вт/(м.°С).
Рассчитаем средние объемные тем-
пературы отливки и формы. При / =
= t3 имеем:
7\ = 932 °C;
= ±(1150 + 932)= 1041 °C;
2^
Т2 = 704 °C; О2 = 504 °C.
(1 Значение Оэ определяем по формуле
д ... 2 950 - 504
* 2 2500-0,015 ~
+ 37-1,06
= 276 °C.
Т3 = 476 °C.
По формуле (23)
704________________476
Т? = 476 + -- Ц = 552 °C.
<5
Величины газовых зазоров в соот-
ветствии с формулами (15) и (16) равны:
*1газ= Ю“5 (1150— 1041)0,015 =
= 1,635-10“» м;
Х2Газ = 10“® (552 — 200) 0,015 =
= 5,28.10“® м;
Хгаз = (1,635 + 5,28) 10“® =
= 6,915*10-® м.
Кондуктивная составляющая тепло-
проводности газового зазора
4~ = б^йо^= 867 Вт/(м2-к)-
Величина лучистой составляющей
(18):
7\ = 932+ 273 = 1205 К;
Т2 = 704 + 273 = 977 К;
Г/ 1205 у / 974 у-|
о _ 4 Lk ЮО / к 100 ) _ _
Рл~ 1205—977 ~
= 210 Вт/(м2-К)-
Проводимость газового зазора (17)
ргаз = 867 + 210 = 1077 Вт/(м2-К).
Полная проводимость зазора (19)
2500-1077
Р 2500+ 1077 752 Вт/(м К)'
Если предположить, что зазор об-
разовывается постепенно, то среднее
60
ТЕПЛОВЫЕ ОСНОВЫ СПЕЦИАЛЬНЫХ СПОСОБОВ ЛИТЬЯ
значение его термической проводимо-
сти за время затвердевания отливки
Q 2500 -р 752 г» // a
Рср =-------f------= 1626 Вт/(м2-К).
Полученное значение 0Ср можно ис-
пользовать для уточненного расчета
времени затвердевания отливки с уче-
том образования зазоров.
Цилиндр. При затвердевании
цилиндрической отливки схема расче-
та остается прежней. Формула для оп-
ределения зависимости толщины за-
твердевшей корки от времени имеет
вид
i — i= Р1с1 (% ~ £1) v
Р О^юр ®аср)
значение левой части уравнения q х+
+ 7а (прямая, параллельная оси абс-
цисс). В правую часть уравнения под-
ставляют несколько значений Ф2, ре-
зультаты расчета откладывают на гра-
фике. Точка пересечения линий яв-
ляется действительным корнем урав-
нения.
Расчет $2 по уравнению (28) спра-
ведлив до момента, когда фронт тем-
пературы пройдет через всю толщину
Х2 кокиля [уравнение (8)]. На вто-
ром этапе температуры поверхностей
Ф2 и ^8 находятся из выражений:
Обозначения те же, что и в формуле
(б).
Выражение для расчета значения v2
имеет вид
’+ ” - *• [ + ’ х
+ <28>
где
Яг = <7крР1?^ 1 2~) ’
1______L_
с1Р1&&кр пх 4~ 2
4" 1 it ^ini
а (29)
где
<7з = ^зР2с2 1 + "2~^ ^*кр» А =
В соответствии с рис. 3 можно при-
нять, что n1= 1. Показатель па на-
ходят по рис. 4, б. В цилиндрической
тонкостенной охлаждаемой форме зна-
чение п2 на втором этапе (когда фронт
температуры прошел через форму и
начинает влиять внешнее охлаждение)
быстро устремляется к единице. Рас-
чет температур ведется по формуле
(17), а также по формулам
Уравнение (28) проще всего решать
графическим способом. Для этого на
графике с осями О2 — q откладывают
з
(32)
Металлическая форма
61
где Fa и Г8 — поверхности кокиля
соответственно внутренняя (рабочая)
и наружная (охлаждаемая).
Пример 4. По данным примера 1
рассчитать время затвердевания ци-
линдрической чугунной отливки диа-
метром 0,06 м в кокиле с толщиной
стенки 0,04 м.
Задаем £ = 6-10“а м; 6 = -5- =
К
0,006
~ 0,03
Л1 = 1;
₽£ = 15
Вт/(м-°С); ВЦ = 25°50°'04 = 2.
Рис. 5. Графическое решение урав-
нения (28)
Определяем па:
1150 — 200
1150
-sr = 0-124;
40
L =
п2 = 2,3 (рис. 4).
Подставляем полученные значения
в уравнение (28):
Находим составляющие уравнения
(28):
ft = 376 -103 -7200 -6 10“3 Г 1 — ^?г) =
20,46 = #2
Г 5,86
950
+ 0,07 X
$2 / . ! 0,5О2 \ '
950 — §2 V4" 950 — а2 / _
= 14,6-10® Дж/м2;
755-7200-6-10"3-950
7г -------------о---------- X
= 5,86-10® Дж/ма;
Строим график (рис. 5). Отклады-
ваем значение левой части уравнения.
Задаем = 200; 300 и 350 °C. По-
лучаем q = 5,46; 13,78 и 20,62 Дж/ма.
Строим кривую. По координате пере-
сечения линий находим Ф2 = 348 °C.
По формуле (7):
2,3 (13,4-103)2
3,3 2500
2500-6-10~3X
37
950 + 348
О/
= 776 °C;
^icp —
950 4- 776
2
= 863 °C;
= 7-10® Дж/(м3-°С);
__ 3,3 7-10®
4,3 500-7200-0,03 “ °’5'
Огер = -у- = 174 °C;
д1ср-васр = 689 °C.
62
ТЕПЛОВЫЕ ОСНОВЫ СПЕЦИАЛЬНЫХ СПОСОБОВ ЛИТЬЯ
Находим продолжительность пер-
вого этапа прогрева кокиля по фор-
муле (26):
7200-755-6-IO'8 Г 376-10s
* ~ 2500-689 L 755 Х
/, 0,3 \ , 950 — 776 ч
Х(?—2-)+----------2----Х
<(1 = 42,2-10’ Дж/(м’-°С);
А — 950 — (26-228) 10* _
1 (119 — 832 — 42,2) 10’ ~
= 682 °C.
Из (30) имеем:
37
(950 — 682) = 352 °C.
oU
= 682 —
Глубина прогрева кокиля из вы-
ражения (8)
50-2,3 348
Л 2500 950 — 348 Х
^icp —
=
= 729 °C;
= 350 °C;
х (1+4г)= 37'4-10-’ “•
т. е. первый этап должен закончиться
немного позже, однако в расчетах этого
можно не учитывать. Незначительное
изменение температуры наружной по-
верхности массивной формы практи-
чески не сказывается на затвердевании
отливки.
Дальнейший расчет проводим по
формулам (29) и (30). Задаем £ =
= 12-10"3 м. Имеем 6 = 0,4; 6j =
= 0,2; L = 0,248: п2 = 2; = 11,5 с;
А = 21g- = 1,333; 0£ = 30 Вт/(м-°С).
Находим составляющие зависимости
(29)
ft = 376-10’-7200-12-10"’ X
X (1 — 22-) = 26-10’ Дж/м’;
ft = 0,04-7200-500 (1 + -Ц^-) 950 =
= 228-10е Дж/м2;
_ 0,04-7200-755 2 37
ftl 3 2 30 х
х(1 +Цр.) = 119-10’ Дж/(м’-°С);
, 228-10’ Г. . 37 /, . 2 \ J
2 950 [ + 30 V + 2 -
= 832-10’ Дж/(м’-°С);
7200-755-12-10“’
8 == -------п--------- -
‘Oicp ^2ср •—379 С.
Подставляя значения найденных ве-
личин в уравнение (19), получим t =
= 27 с. И далее, при 6 = 0,6; 0,8
и 1 имеем соответственно t = 42, 55
и 65 с. При Хкр = 0,2 мм /8 = 85 с.
Полное расчетное время затверде-
вания цилиндрической отливки в ко-
киле несколько больше, чем плоской
с тем же приведенным размером, при-
чем разница возрастает с увеличением
интенсивности теплообмена. Эта осо-
бенность является следствием увели-
чения роли термического сопротив-
ления затвердевшей корки в условиях
повышенной интенсивности охлажде-
ния.
Расчет затвердевания цилиндриче-
ской отливки в тонкостенном охла-
ждаемом кокиле практически не от-
личается от приведенного в примере 3.
Так, анализ затвердевания цилиндри-
ческой отливки из примера 4 в тонко-
стенной форме с толщиной стенки
0,01 м, а = 15 000 Вт/(м2-°С) и То =
= 20 °C дает следующие результаты:
при 6=0,2; 0,4: 0,6; 0,8 и 1 / =
= 9,85; 21,7; 34,1; 49,9 и 57,6 с.
Шар. Расчет времени затвердева-
ния шаровой отливки проводят по
формуле
t — t= ---______________у
0 (®1ср ^2ср)
Металлическая форма
63
В критериальной форме
(35)
Значение 02 для первого этапа на-
ходят из уравнения
2 П2 + 1 Vi .
+ 2 /?р2с2 ’
^2 + 2
п2 + 3 2
Уравнение четвертой степени (36),
как и (28), решают графически.
Значения 02 и 08 на втором этапе
рассчитывают по формулам (30) и (31).
Величину определяют из выра-
жения
Ь _ А / I + В'И
— К} “ТТ I 1 I ~ I *
Р£ \ п2 /
При затвердевании отливки в тон-
костенной охлаждаемой форме зна-
чения 02 и 08 находят по (32) и (33),
Охлаждение отливок. При охлажде-
нии отливки в массивном окрашенном
кокиле перепады температур как в от-
ливке, так и в форме уменьшаются
и становятся намного меньше тем-
пературных напоров. Этому способ-
ствует увеличение как газовых зазо-
ров между отливкой и формой, так и
теплопроводности металлов при сни-
жении температуры. Поэтому без боль-
шой погрешности можно пренебречь
неравномерностью распределения тем-
пературы по их сечению. Зависимости
значений средних температур отливки
01 = Тг — Тс и кокиля любой кон-
фигурации 02 = Т2 — Тс от времени
(Тс — температура окружающей сре-
ды) определяются из выражений
84
ТЕПЛОВЫЕ ОСНОВЫ СПЕЦИАЛЬНЫХ СПОСОБОВ ЛИТЬЯ
где Pi и Ря — корни уравнения
АР*+ ВР + С = 0;
А = М^М^;
В = (af8 + pFa) + МасарРя;
c = aPF2F3; Лх = А2 = АО£;
В\ = ,0‘*Л4г1с1 (aF з + fF 2) +
-f- Ф2 M2c2pF 2;
Рг = РР2 (^i /Мхсх + ^*^2^2)»
где Мх и Ма — массы соответственно
отливки и кокиля; О* и О* —средние
объемные температуры соответственно
отливки и кокиля в момент окончания
затвердевания, т. е. при t = /8.
При охлаждении отливок из черных
металлов выделяется теплота струк-
турных превращений. Так, в чугуне
при распаде аустенита выделяется
<7Пр = 514-63 кДж/кг теплоты, что
замедляет охлаждение отливки. Про-
должительность превращения /4 на-
ходим при расчете по формуле
где т — масса металла, в которой вы-
делилась теплота перлитного превра-
щения; Опр = Тпр — Тс; OJ’ — зла-
чение йя в момент t =
Мгс2
~ aF, + РГ, •
Дальнейший расчет охлаждения от-
ливки проводят по формуле (38) при
подстановке в нее значений Of = Опр
и t = /б (время конца перлитного
превращения).
Пример 5. Рассчитать время
охлаждения плоской чугунной отливки
толщиной 0,03 м в кокиле размерами
0,5x0,5X0,04 м с изолированными
торцами. Исходные данные: а =
= 50 Вт/(м2-°С); р = 600 Вт/(м2-°С);
Тс = 20 °C; Тх = 1050 °C; Та =
= 500 °C; сх = 710 Дж/(кг-°С); ся =
= 500 Дж/(кг-°С); рх = ря =
= 7200 кг/м8.
Находим составляющие уравнений
(38) и (39). Форма симметричная, по-
этому расчет проводим для половины
системы.
Fx = Fa = Fs = 0,5-0,5 = 0,25 ма.
Мх = FxPpx = 0,25-0,015-7200 =
= 27 кг;
Мя = ГяХяря = 0,25-0,04-7200 =
= 72 кг;
А = 27-710-72-500 = 6,9-108;
В = 27-710 (50+ 600) 0,25 +
+ 72-500-600-0,25 = 8,51-10®;
С = 50-600-0,25-0,25 = 1975;
Рх = —2,24-10“®;
Ря = -121,08-10“®;
Ах = 6,9-108-1030 = 7,107-IO11;
Ая = 6,9-108-480 = 3,312-Ю11;
Вх = 1030-27-710 (600+ 50) 0,25 +
+ 480-600-0,25-72-500 = 5,79- 10е;
Вя = 600-0,25 (1030-27-710 +
+ 480-72-500) = 5,55-10®.
После подстановки значений коэф-
фициентов в (38) окончательно имеем
= 1030 (0,668е~2,24'10-‘ +
+ 0,332е-121.°8-1°-‘ Д').
Подставляя в полученное выражение
А/= 50, 100, 150 и 175 с, получим
Ох = 866, 775, 720 и 703 °C, т. е.
расчетное время охлаждения отливки
до температуры перлитного превра-
щения составляет = /8 + 175 с.
В момент t = /4 температура кокиля
равна (39):
# = О’* = 480 (1,39е-2>24,10"‘’175 —
— О.ЗЭе-121108,10"4175) =618 °C.
Продолжительность перлитного пре-
вращения рассчитываем по формуле
(40):
S = 7Л500 _ = 221,5;
0,25(50 + 600)
600-0,25-703 Г 50 Л/
т~ 55-10» L 50 + 600 +
Кокиль с регулируемым воздушным зазором
65
/П = 1,917
0,0769 М +
/ \
+ 9,726 U— е 221,5 /
Окончательно имеем /б — = 127 с.
2. Кокиль с регулируемым
воздушным зазором
При литье в кокиль чугуна поверх-
ностные слои отливок затвердевают
с достаточно большой скоростью, что
приводит к образованию в металле
структурно-свободного цементита (от-
бела).
Скорость затвердевания металла в
поверхностном слое отливки опреде-
ляют из уравнений:
для плоской отливки
Степень отбела (%) зависит от ко-
личества первичного и эвтектического
цементитов [2]:
q __2
где В = —100% — количество
4,67
первичного и эвтектического цемен-
тита, образующегося при полном от-
беле; D = 0,3 (100 — В)% — количе-
ство вторичного и третичного цемен-
титов.
При А > 0 процесс кристаллизации
сопровождается образованием струк-
турно-свободного цементита.
Количество связанного углерода Ссв
в нелегированных чугунах определяют
по структурной диаграмме Г. Ф. Ба-
ландина [2] (рис. 6).
Пример 6. Рассчитать скорость
затвердевания поверхности плоской
чугунной отливки при следующих
данных: t— 0; О2 = 0; = $кр =
= 1000 °C; Р = 2500 Вт/(м2-°С); С =
= 3,3%; Si =1,9%.
Из уравнения (41)
dg __ 2500-1000 ___
d/ 7200-376.103 ~
= 0,92-10-3 м/с;
С + Si = 3,3+ 1,9 = 5,2%.
(41)
для цилиндрической
dg р (0t - 02)
dZ Pi
?кр (1 — 6) +
для шаровой
(42)
Из диаграммы (см. рис. 6) следует:
Ссв/^об — 0,9;
Сэ = С + 0,33Si = 3,3 + 0,ЗЗХ
Х1,9 = 3,93%;
Q QQ _О
в = ЧбГ 100 = 41,3
D = 0,3 (100—41,3) = 17,6 %;
А = (41,3+ 17,6) 0,9 — 17,6 =
= 35,4%;
(43)
т. е. 85% углерода, который может
выделяться при затвердевании, на-
ходится в виде структурно-свободного
цементита.
Главным недостатком отбеленных от-
ливок являются их твердость и хруп-
3 Ефимов
86
ТЕПЛОВЫЕ ОСНОВЫ СПЕЦИАЛЬНЫХ СПОСОБОВ ЛИТЬЯ
Ссб / С of
0,278
Рис. 6. Структурная диаграмма чугуна
кость, затрудняющие обработку реза-
нием. Для устранения отбела отливки
подвергают отжигу, что удлиняет тех-
нологический цикл литья, увеличи-
вает энергозатраты и ухудшает струк-
туру металла.
Для предотвращения отбела соглас-
но структурной диаграмме следует
изменить либо химический состав чу-
гуна, либо тепловые условия затвер-
девания.
Первое условие обычно неприем-
лемо, особенно для отливок ответ-
ственного назначения, поскольку с
увеличением суммы С + Si качество
металла ухудшается, особенно в за-
эвтектических чугунах.
Изменить тепловой режим охла-
ждения отливки можно только при
создании на ее поверхности термиче-
ского сопротивления, способного за-
медлить теплопередачу между отлив-
кой и кокилем (увеличение начальной
температуры формы приводит к быст-
рому выходу из строя кокиля и ухуд-
шению качества отливки). Такое со-
противление создается при нанесении
на рабочие поверхности кокиля слоя
облицовки. Для этого необходимо спе-
циальное сложное оборудование, ко-
торое не всегда может быть исполь-
зовано.
Рассмотренные обстоятельства не
способствуют распространению литья
чугуна в кокиль. Между тем имеется
возможность сравнительно просто уп-
равлять процессом затвердевания от-
ливки — раздвигать кокиль.
Технология производства отливок
в раздвижном кокиле следующая [3].
В раздвижной кокиль, состоящий из
нескольких частей (секторов) (рис. 7),
заливают чугун и выдерживают его
в течение времени /р до момента раз-
вода, когда затвердевшая корка может
выдержать давление жидкой сердце-
вины отливки. Время /р должно быть
несколько большим времени образо-
вания естественного газового зазора.
Затем части кокиля разводят на не-
которое расстояние Хв = 54-10 мм.
При этом кондуктивный перенос теп-
лоты уменьшается в сотни раз.
Основное количество теплоты пере-
носится за счет лучистой составляю-
щей. Вследствие резкого замедления
теплообмена температура рабочей по-
верхности кокиля быстро падает с
500—550 до 350—380 °C. Температура
поверхности отливки, наоборот, воз-
растает с 1000—1050 до 1120—ИЗО °C.
В результате цементит отбеленной ко-
рочки распадается. Дальнейшее за-
твердевание отливки можно осуще-
ствлять с любой необходимой скоро-
стью, величина которой зависит от
термического сопротивления зазора.
Процесс чрезвычайно прост в осуще-
Кокиль с регулируемым воздушным зазором
67
ствлении, легко может быть механизи-
рован и автоматизирован.
Поскольку основную роль в этом
случае играют параметры зазора, то
для отливки практически безразлично,
есть ли на кокиле краска и какова
начальная температура формы. Опыт
эксплуатации подобных кокилей по-
казал, что хорошие результаты полу-
чают при использовании чугунного
и стального водоохлаждаемых коки-
лей.
Преимущества рассматриваемого
способа следующие. Теплопроводность
воздуха в 5—10 раз меньше, чем у ко-
кильной краски или облицовки, а
толщина зазора не лимитируется ни-
чем. Вместе с тем образовать воздуш-
ный зазор гораздо проще, чем изгото-
вить и нанести кокильные краски
или облицовки. Слой краски или об-
лицовки задает вполне определенный
режим охлаждения отливки, а терми-
ческим сопротивлением воздушного за-
зора можно управлять по заданной
программе. Например, после распада
цементита поверхностного слоя, про-
исходящего обычно за 10—20 с, можно
снова сблизить части кокиля и охла-
ждать отливку в ускоренном ре-
жиме.
Условия работы раздвижного ко-
киля также более легкие. Перепад
температуры по его сечению примерно
вдвое меньше. Малое время контакта
с отливкой и пониженная температура
поверхности кокиля определяют по-
вышенную долговечность формы.
Время развода /р может в зависи-
мости от массы и размеров отливок
колебаться в пределах 5—30 с. При
этом толщина корочки в момент раз-
вода Jr, может быть равна 3—
6 мм.
Анализ передачи теплоты в зазоре
показывает, что лучистая составляю-
щая равна 180—210 Вт/(ма-°С) (при
Л = 10004-1150 °C и Т2 = 300-г-
500 °C). В зазоре наблюдается кон-
вективный перенос теплоты (вместо
кондуктивного в естественном за-
зоре) ав « 10 Вт/(ма-°С). Суммарная
проводимость зазора не превышает
220 Вт/(м2 оС).
При наличии некоторого слоя краски
(например, Хкр — 0,1 мм) при 0кр—
Q)
Рис. 7. Схемы кокиля с искусствен-
ным воздушным зазором:
а — до раздвижения; б — после раздви-
жения
= 2500 Вт/(ма-°С) имеем
220•2500
220 4-2500
= 202 Вт/(м2-°С).
Таким образом, при раздвижении
кокиля следует ориентироваться на
значение проводимости зазора порядка
200 Вт/(м2-°С), что дает вполне удо-
влетворительную точность при рас-
четах температуры поверхности от-
ливки и времени ее затвердевания.
В момент раздвижения кокиля тем-
пература поверхности отливки повы-
шается не скачком, а плавно. Рассчи-
тать кривую 7\ = f (/) можно по фор-
муле
(45)
88
ТЕПЛОВЫЕ ОСНОВЫ СПЕЦИАЛЬНЫХ СПОСОБОВ ЛИТЬЯ
установившаяся температура поверх-
ности отливки при заданных значе-
ниях и 0а; 01р—температура по-
верхности отливки в момент развода
кокиля;
Sep = (£р + £)•
Значение 02 находят из зависимо-
стей (9), (21) и (23).
Из уравнения (45) следует, что при
$iy /-*<». Поэтому в расчетах
задаются небольшим конечным зна-
чением разности О1у — (несколько
градусов).
Для плоского кокиля
ч _ ^2ср %
2у 1 ^2
Увеличение толщины корочки в пе-
риод переходного процесса определяют
из соотношения
(47)
где ^icp= (^1Р+ $iy).
Если поверхность отливки имеет
значительную кривизну, ее можно
Для шаровой отливки
После развода кокиля интенсивность
теплообмена между отливкой и формой
уменьшается на порядок и более.
Вследствие этого можно принять зна-
чение п2 — 1.
Пример 7. Рассчитать время за-
твердевания плоской чугунной от-
ливки в кокиле с искусственным воз-
душным зазором, проводимость ко-
торого Р = 200 Вт/(м2-°С). Раздви-
жение сделано в момент /р = 8,8 с
(£р — 5 мм). Начальные условия для
процесса взяты из примера 1: О1р =
=. 810 °C; $ар = 366 °C; па = 2; пг =
= 1,06.
Средняя объемная температура ко-
киля при X ~ Ха из (46)
привести к цилиндру или шару.
Для цилиндрической отливки
Средняя температура поверхности
кокиля в переходный период
А + ^2у
'J 2 С р — 2 —
= 366 + 122 = 244 °C.
Установившаяся температура по-
верхности при S = 5-10“3 м
37
Облицованный кокиль
69
Продолжительность переходного
процесса при — Oj = 1 °C из (45):
0,5-5-Ю”8-7200-755
37
5-Ю"3
+ 200
, 930 — 810
X In------:----
= 12 с;
930 + 810
о
4*
= 870 °C.
За это время корка вырастает до
величины, которую можно определить
по (47):
g^S-lO^X
хГз76-108-^
Z,UO
2000 zo?
7200-5-10“3 *
X [376-103 +755-0,5 (950— 930)]”1 =
— 6,1-10“3 м.
Дальнейший расчет проводим ана-
логично расчету в примере 1. Напри-
мер, задавая g = 10~2 м, получим:
Ф3= 244°С; ^ = 6,1-10-3 м; tr =
= 24,8 с; ^=912 °C; fl1CD=0,5X
X (820+ 912) = 916 °C; /=105 с.
Полное время затвердевания отливки
при | = 15-10-3 м /8 = 213 с.
Как следует из сравнения резуль-
татов, полученных в примерах 1 и 7,
продолжительность затвердевания от-
ливки в кокиле с воздушным зазором
оказалась примерно в 4 раза больше,
чем в кокиле без зазора. Одновременно
следует заметить, что отливка затвер-
девает в раздвижном кокиле в 2,5 раза
быстрее, чем в сухой песчаной форме
(/8 » 560 с).
3. Облицованный кокиль
Затвердевание. В технологии литья
в облицованные кокили сочетаются
преимущества технологии литья в пес-
чаные и металлические формы. Не-
большая толщина облицовки позволяет
охлаждать отливку быстрее, чем в
песчаной форме, что улучшает струк-
туру и свойства металла. Изменение
толщины неметаллической прослойки
позволяет в широких пределах регу-
лировать охлаждение отдельных эле-
ментов отливки, а следовательно, уп-
равлять последовательностью их за-
твердевания и питанием.
, Термическое сопротивление облицов-
ки предотвращает появление отбела
в чугунной отливке и предохраняет
форму от теплового удара. Таким
образом, применение облицовки гаран-
тирует высокую стойкость кокиля,
а также значительно снижает требо-
вания к геометрии его рабочей по-
лости, что позволяет изготовлять фор-
мы литыми без обработки.
Сочетание положительных качеств
облицованного кокиля позволило осу-
ществить в нем процесс получения
таких технологически сложных от-
ливок, как коленчатые и распредели-
тельные валы двигателей, гильзы ци-
линдров и т. п.
Основной особенностью облицован-
ной формы является то, что толщина
и масса облицовки значительно мень-
ше толщины и массы кокиля. Однако
соотношение толщин таково, что пре-
небречь" теплоемкостью облицовки
нельзя. Кроме того, внешняя поверх-
ность формы не повторяет конфигура-
цию отливки.
Расчет количества затвердевшей
твердой фазы отливки проводят по
формуле [1 ]
где
7кр ~ <7пер + т + (^кр ^1)’
k = 1/2; 2/3 и 3/4 соответственно для
плоской, цилиндрической и шаровой
отливок; и F3 — площади поверх-
ностей соответственно отливки и на-
ружной формы; Ф1ср — средняя тем-
пература поверхности отливки;
0,5^142^2 з^з
где М2 и М3 — массы соответственно
облицовки и кокиля; Ха — толщина
70
ТЕПЛОВЫЕ ОСНОВЫ СПЕЦИАЛЬНЫХ СПОСОБОВ ЛИТЬЯ
облицовки; а — коэффициент тепло-
отдачи на наружной поверхности фор-
мы; /0 — время прохождения фронта
температуры через облицовку.
При небольшой продолжительности
затвердевания (тонкостенные отливки)
решающую роль играет аккумуляция
теплоты формой, а теплоотдачей с ее
наружной поверхности можно пре-
небречь. В этом случае расчет прово-
дят по формуле
т = —12Z. (0,5Л<2^2 + М3с3) х
7кр
/ FX,» t-t0 \
X \1—е х* / 4-/п0.
(53)
Соотношения между толщиной за-
твердевшей корки и ее массой т
определяют из выражений:
для цилиндрической отливки
для шаровой отливки
где — масса отливки.
Температуру поверхности отливки
определяют из выражения
Пример 8. Рассчитать продол-
жительность затвердевания плоской
чугунной отливки толщиной 2R =
= 30 мм в чугунном кокиле с размера;
ми плит 0,3X0,3X0,05 м, покрытом
слоем облицовки толщиной Ха = 5 мм
со следующими свойствами: с2 =
1320 Дж/(кг • °C) ,Х2 = 0,79 Вт/(м • °C);
а2 = 4,12-10“7 ма/с; р2 — 1450 кг/м3;
р8 = 7200 кг/м3; с3 = 500 Дж/(кг-°С);
То = Тс = 20 °C.
Охлаждение кокиля на воздухе:
а — Ю Вт/(ма-°С); ^кр = 376Х
X 103 Дж/кг; = 37 Вт/(м-°С); с\ =
= 755 Дж/(кг-С); Тзал = 1300 °C.
Определяем геометрические и тепло-
вые параметры системы. Форма сим-
метричная, поэтому расчет можно вести
для половины отливки:
Л = F3 = 0,3-0,3 = 0,09 м2;
Мх = RpJt = 0,015-7200-0,09 =
= 9,72 кг;
М3 == X2p2Fi = 5-10"3-1450-0,09 =
= 0,65 кг;
М3 -- X3p3F3 = 0,05-7200-0,09 =
— 32,4 кг;
10-5-10“3
0,79
Bi2 =
= 0,063;
__ Л>2
2
^0
Фп — ^кр
— 1
= 0,94;
0,5-0,65-1320 + 32,4-500 1ЛПС
= 1095.
Среднюю объемную температуру ко-
киля Ф2 определяют по формуле
#2 = б#Д1—е s Л (57)
Время /0 прохождения фронта тем-
пературы через облицовку
«0 «0,02 -^1.
й2
(58)
Обычно это время невелико, и им
можно пренебречь. Например, при
Х2 = 5 мм /0 « 1 с.
ю _
0,063
В первом приближении задаемся:
‘Он = ‘Окр» — ЮО с.
По формуле (52)
ИЗО-10-0,94
376-1О3
0,09-100 +
/ юо \ 1
, 0,09-1095 (, /--Том)
0,063 4 _ ~
= 4,11 кг;
= = 0,09-7200 “° 6,35> 10'3 М
f
Облицованный кокиль
71
По значению £ находим уточненное
значение 0п по формуле (56):
А 1130
п 100
। . 6,35 0,79 0,063 + е Ю95
1 "’““б 37 1,063
= 1102 °C.
С учетом поправки на Оп
дкр = 376*108+ 0,5 • 755 (1130 — 1102) =
= 386,5* 10s Дж/кг;
^icp
1130 + 1102
2
« 1116 °C;
£ = 6,1 мм.
Дальнейший расчет выполняем та-
ким же образом. Например, задавая
t = 200 с, получим £ — 11,5 мм и т. д.
В итоге при t = /8 = 270 с т =
5=15 мм.
Для сравнения отметим, что про-
должительность затвердевания подоб-
ной отливки в сухой песчаной форме
составляет около 560 с, т. е. в обли-
цованном кокиле отливка затвердевает
примерно в 2 раза быстрее.
Скорость затвердевания отливки в
облицованном кокиле определяется из
уравнения
dm G(ha Fr si
<7кр ' Bia i
(59)
Для определения линейной скорости
затвердевания отливки в уравнение
(59) необходимо подставить соответ-
ствующее значение | вместо Л4.
Для плоской отливки
/ г -±=£<l\
a I Z? । 1 S 1
dg °1(Х Уз + ~вТ7е /
Р1<7кр (f i + FsBia) ’
(60)
для цилиндрической
/ р______—° \
dia(Fs + +-e S
Р1<7кр (f 1~\~ ? 3В12) (1 6)
(61)
для шаровой
/ '"'о \
л I С I 1 <S I
dg ^1(ХУз + ~вТГе /
df Рх<7кр (^i + ^s^h) (1 — 26+ 62)
(62)
Охлаждение. При охлаждении отли-
вок в облицованном кокиле перепады
температур по сечению как отливки,
так и кокиля незначительны и ими
можно пренебречь. Средние темпера-
туры отливки и кокиля могут быть
определены по формулам (38) и (39),
а коэффициенты в этих формулах —
из выражений:
А — (0,5Л4аса + М8с8);
В = AfjqaF, + Fr (М +
Л 2
+ М2С2 + AfgC3);
Расчет по формуле (38) можно вы-
полнить для температур, не превышаю-
щих температуры перлитного превра-
щения. Продолжительность превраще-
ния рассчитывают по массе
где G, Bia и S — то же, что и в фор-
муле (52); Фпр — избыточная темпе-
72
ТЕПЛОВЫЕ ОСНОВЫ СПЕЦИАЛЬНЫХ СПОСОБОВ ЛИТЬЯ
ратура перлитного превращения;
^2* — значение 02 в момент начала
перлитного пр евр ащени я.
В момент t = 4 т = Мх, т. е. теп-
лота перлитного превращения выде-
лилась во всей массе отливки.
Температуру нагрева формы рас-
считывают по формуле
O2 = G<>np-Rnp-*2“)e S •
(64)
Дальнейший расчет охлаждения от-
ливки проводят по формуле (38) при
подстановке в нее значений = 0пр
и /8.
П р и м е р 9. По данным примера 8
определим время охлаждения отлив-
ки; = 710 Дж/(кг-°С); /8ат = 270 с;
<7Пр~ 55-103 Дж/кг.
По формуле (56) находим
ИЗО
+ 0,09
0,79
5-10“8
+ 221-0,09
0,65-1320 "1
2
0,79
5-10“8
0,65-1320
2
+ 32,4-500 J = 1,74-108;
А8= 1,147-10»-221 = 2,53-Ю10;
Ва = 0,09 5°;1-Г ПОЗ (9,72-710 +
0,65-1320 \ ( 0,65-1320
+ 2 )+ Ч 2
+ 32,4-500 = 1,67-10®;
0,015 0,79 0,063 + е ~ “1095
1 + 0,05 37 1 +0,063
= 1076 °C;
1°76..+ .1|3(| _ЦОЗ-С.
Р1 =—0,375-10"®; Р,=
= —29,7-10-®.
По формуле (31)
1 74-108
-1 юз ~°’375’10-1 +
(—0,375 + 29,8) 10~4
X е”“0,375 ^“270) + 1103 х
Из выражения (57) температура ко-
киля
( -—А
д2 = #.? = 0,94-1076 V1 — е 1095 / =
1 74-108
-29-8-10-‘ + тетп
(—29,8 + 0,375) 10~4
= 221 °C.
Находим коэффициенты:
А = 9,72-710
0,65-1320
2
+ 32,4-500 = 1,147-10»;
0,09-0,79
5-10-8
х е~29,8 (/—270) оС
Получаем Ох = 703 °C при t = =
= 628 с.
Расчетное время охлаждения отлив-
ки в облицованном кокиле до темпе-
ратуры перлитного превращения при-
мерно в 6,4 раза меньше, чем при
остывании в сухой песчаной форме.
Находим значение О8 по (32):
X (9,72-710 + 0,65-1320 + 32,4-500) =
= 3,47-10»;
А!= 1,147-10»-1103 = 1,26-Ю11;
—0,375-1О"4+
= 221
1,67-108
2,53-1010
(—0,375 + 29,8) 10“4
—0,375-10“* (628—270)
Вг = 1103
9,72-710 X
29,8-10“4 +
+ 221
1,67-108
2,53-1010
X ( 0.09 ++ + Ю-О.Оэ') +
\ 5-10 8 /
(—29,8 + 0,375) 10-4
х е—29,8-10“* (628—270) _ 393 °Q
Облицованный кокиль
78
Продолжительность эвтектоидного
превращения определяем по формуле
(63). Здесь й?* = 393°С; S = 1095;
G = 0,94;
_ 703-10-0,94 Гл ЛА/а ,
m— 55-10s 0 >09 0 628)4-
, 1095-0,09 / 393 \
+ 0,063 V 0,94-703 ) Х
/ 628 \ -1
xG-e 1095
Окончательно получаем: т = =
= 9,72 кг при t = = 756 с, —
— /< = 128 с.
Список, литературы
1. Анисович Г. А. Затвердевание
отливок. Минск: Наука и техника,
1979. 232 с.
2. Баландин Г. Ф. Основы теории
формирования отливки. Т. 1. М.:
Машиностроение, 1976. 328 с.
3. Вейник А. И. Приближенный рас-
чет процессов теплопроводности. Л.:
Госэйергоиздат, 1959. 184 с.
4. Вейник А. И. Теория затверде-
вания отливки. М.: Машгиз, 1960.
435 с.
Раздел второй
СПОСОБЫ ЛИТЬЯ В СПЕЦИАЛЬНЫЕ ФОРМЫ
Глава I
ЛИТЬЕ В
1. Общие сведения
Литье в кокиль (ГОСТ 18169—86) —
это процесс получения отливок сво-
бодной (под действием сил тяжести)
заливкой расплавленного металла в ме-
таллические формы — коки ли.
Кокиль представляет собой форму
многоразового использования. По-
скольку металлические материалы зна-
чительно отличаются по своим свой-
ствам от неметаллических формовоч-
ных материалов (большими теплопро-
водностью, прочностью и удельной
объемной теплоемкостью, практически
нулевыми газопроницаемостью и га-
зотворностью и др.), то в кокиле
создаются особые условия формиро-
вания отливок.
Если, металлические части кокиля
не оказывают существенного влияния
на формирование и свойства от-
ливки, то их называют холодильни-
ками.
Важным элементом кокиля является
защитное покрытие его рабочей по-
верхности, которое уменьшает интен-
сивность теплообмена между отливкой
и формой, снижает термические на-
пряжения в стенке формы, предохра-
няет ее от эрозионного разрушения,
создает в форме определенную газо-
вую атмосферу, изменяет смачивае-
мость поверхности кокиля расплавом,
обеспечивает в некоторых случаях по-
верхностное модифицирование и леги-
рование отливки, изменяет газопро-
ницаемость вентиляционных уст-
ройств, а также воздействует на силу
трения между отливкой и кокилем.
В процессе термического и механи-
ческого взаимодействий между отлив-
кой и кокилем нередко возникает
больший или меньший газовый зазор.
Его влияние в термическом отношении
кокиль
*
аналогично влиянию защитного по-
крытия.
Основные технологические операции.
Технологические операции, выполняе-
мые при литье в кокиль, приведены
на рис. 1. Необходимость выполнения
некоторых из них зависит от конкрет-
ных условий — конструктивных осо-
бенностей отливки, литейных свойств
материалов, особенностей технологи-
ческого процесса производства н дру-
гих факторов. Так, например, опера-
ции, связанные с изготовлением песча-
ных стержней и с термической обра-
боткой отливок, могут вообще отсут-
ствовать. Необходимость же осуще-
ствления других операций может
возникнуть только через несколько
циклов литья (в частности, нанесение
защитного покрытия).
Перед заливкой металла кокиль
подготовляют к работе: очищают от
следов загрязнений, остатков отра-
ботанного покрытия и ржавчины, по-
догревают до заданной температуры и
наносят защитное покрытие (рис. 2, а
и б). Затем осуществляют сборку коки-
ля с установкой стержней (рис. 2, в)
и заливают металл в форму (рис. 2, г).
После охлаждения залитого металла
до заданной температуры кокиль раз-
бирают и извлекают отливку (рис. 2, д
и е).
Литье в кокиль нашло применение
в производстве отливок из серого и
высокопрочного чугунов, алюминие-
вых, магниевых, цинковых и медных
сплавов. В кокилях получают также
детали из чугуна с вермикулярным
графитом и ковкого, а также из стали.
Масса отливок изменяется от единиц
до сотен и даже нескольких тысяч
килограммов.
Конструкции отливок, получаемых
в кокилях, очень разнообразны. Это
Общие сведения
7Б
Рис. 1. Последовательность выполнения технологических операций процесса
литья в кокиль
простые по форме отливки типа опор-
ных плит, колосников, болванок и
втулок и сложные — типа картеров
двигателей, головок блоков цилиндров,
ребристых корпусов электродвигателей
и стоек плугов. Литьем в кокиль
получают детали с особыми эксплуа-
тационными свойствами — повышен-
ной герметичностью, износостойкостью
(например, чугунные с поверхностным
отбелом), окалиностойкостью и др.
[4].
Основные разновидности кокилей
приведены в табл. 1. В плоских ко-
килях глубина рабочегб гнезда зна-
чительно меньше, чем его ширина и
длина, а в цилиндрических кокилях
глубина рабочего гнезда значительно
больше его ширины и длины. Некото-
рые разновидности кокилей (состав-
ные, в том числе из неунифицирован-
ных и унифицированных элементов,
двухслойные и из композиционных
материалов) являются специаль-
ными.
Достоинства и недостатки литья в ко-
киль. Достоинства процесса заклю-
чаются в следующем:
повышаются технико-экономические
показатели производства отливок бла-
годаря сокращению числа технологи-
ческих операций и продолжительности
технологического цикла, упрощению
задачи комплексной механизации и
автоматизации производства, сокра-
щению потребления основных и вспо-
могательных материалов, уменьшению
потерь от брака, увеличению съема
годной продукции с единицы производ-
ственной площади и уменьшению ка-
питальных затрат;
повышается качество отливок вслед-
ствие увеличения их плотности, проч-
Рис. 2. Схемы последовательно вы-
полняемых основных технологических
операций при литье в кокиль
76
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
1. Основные разновидности кокилей
Отличительный признак Разновидности кокилей
Отношение глубины рабочего гнезда к среднему габаритному размеру в поверхности разъема Плоские, цилиндрические
Расположение в пространстве поверхности разъема Неразъемные (вытряхные), с горизонталь- ной плоскостью разъема, с вертикальной плоскостью разъема, с. комбинированной поверхностью разъема
Конструктивное исполнение ра- бочей стенки Цельные, составные из неунифицированных и унифицированных элементов (параллеле- пипедов, иголок и др.)
Способ охлаждения С воздушным охлаждением (естественным и принудительным), с жидкостным охлажде- нием (водяным, масляным и др.), с комби- нированным охлаждением (водовоздушным, чередующимся водяным и воздушным и т. п.)
Способ подвода охлаждающей среды к рабочей стенке Однослойные, двухслойные
Материал рабочей стенки Чугунные, стальные, алюминиевые, медные, из специальных сплавов и композитных материалов
Долговечность теплозащитного покрытия С периодически наносимым теплозащитным покрытием, с постоянным теплозащитным покрытием (чугунные и1 стальные с плаз- менным напылением, алюминиевые с ано- дированной поверхностью)
ности, пластичности (в ряде случаев)
и износостойкости, повышения точ-
ности и гладкости поверхности, умень-
шения припусков и повышения про-
изводительности обработки резанием,
сокращения потерь от брака;
улучшаются условия труда, сни-
жается отрицательное влияние на ок-
ружающую среду благодаря резкому
сокращению потребления формовочных
и других вспомогательных материа-
лов, появляется возможность меха-
низации основных и вспомогательных
технологических операций.
Литье в кокиль имеет и недостатки;
основные из них:
сложность изготовления и ограни-
ченная стойкость кокиля (последняя
резко падает по мере повышения тем-
пературы заливаемого металла);
необходимость применения сложных
песчаных и металлических стержней
при изготовлении отливок с подну-
трениями;
сложность получения тонкостенных,
сильно оребренных отливок вслед-
ствие ускоренного охлаждения распла-
ва при его заливке и последующем
охлаждении;
склонность отливок к образованию
трещин и других дефектов из-за не-
податливости формы;
Технологические основы процесса
77
повышенная чувствительность к от- •
клонениям параметров процесса и
свойств применяемых материалов.
2. Технологические основы
процесса
Проектирование отливок. Общие тре-
бования к отливкам, получаемым в ко-
килях, следующие:
габаритные размеры отливок долж-
ны быть как можно меньшими, а их
конфигурация должна обеспечивать
возможность использования кокилей
с плоскими разъемами и металличе-
скими стержнями (для оформления
внутренних полостей отливок), число
разъемов формы и число стержней
должны быть минимальными;
необходимо предусмотреть обтекае-
мую конфигурацию отливок, т. е. кон-
фигурацию без острых углов, резких
переходов от одной поверхности к дру-
гой, без высоких ребер и выступов,
глубоких отверстий и карманов;
необходимо правильно выбирать тол-
щины и уклоны стенок отливок, чтобы
обеспечить заливку и условия пита-
ния всех элементов;
в отливках должно быть предусмо-
трено такое сочетание конструктивных
элементов, при котором уменьшается
торможение усадки и обеспечивается
легкая разборка формы.
Чем полнее конструкция отливки
удовлетворяет перечисленным требо-
ваниям, тем она технологичнее. При-
меры нетехнологичного и технологич-
ного выполнения элементов отливок
при литье в кокиль и примеры улуч-
шения конструкций отливок приве-
дены на рис. 3—-7.
Стальная отливка втулки (см.
рис. 4, а), наружная поверхность
которой образована кокилем, а вну-
тренняя — песчаным стержнем, имеет
утолщение на внешней поверхности,
что не позволяет использовать вы-
тряхную форму. Пример улучшения
конструкции стальной ступицы при-
веден на рис. 4, б.
Отливку кронштейна нельзя уда-
лить из кокиля из-за выступа 1 и
углубления 2 (см. рис. 5, а). Улучшен-
ная конструкция кронштейна показана
на рис. 5, б.
Рис. 3. Конструктивные элементы от-
ливок:
а — нетехнологичные; б — технологичные
Конструирование отливок из алюми-
ниевых сплавов имеет свои особен-
ности. Отливка (см. рис. 6, а) имеет
усадочные дефекты в утолщении 1.
При изменении конструкции (см.
рис. 6, б) выполняют карман 2, что
исключает причину образования де-
фекта.
Усадочные дефекты образуются так-
же в тепловых узлах 3 и 4 втулки из
алюминиевого сплава (см. рис. 7, а).
Тонкие фланцы 1 и 2 в сочетании с от-
Рис. 4. Примеры конструкции сталь-
ных отливок:
1 н 2 — нетехнологичная и технологич-
ная конструкции отливки; 3 — нетех-
нологичные утолщения
78
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
Рис. 5. Отливка стального кронштейна
носительно тонкой стенкой цилиндри-
ческой части детали противоречат прин-
ципу направленного затвердевания.
В отливке корпуса (см. рис. 7, б)
могут возникнуть усадочные раковины
в утолщенных местах 1 и трещины
в местах резких переходов 2.
Существуют различные способы ко-
личественной оценки технологичности
[4]. Один из них состоит в определении
коэффициента габаритности
= Игаб/Mn (О
где Угаб — габаритный объем отлив-
ки; Mj — масса отливки.
Чем меньше К у, тем технологичнее
конструкция.
Рис. 6. Конструкции отливки из алю-
миниевого сплава:
а — нетехнологичная; б — технологичная
Для оценки технологичности тон-
костенной отливки используют не-
равенство
200Япр/Ь>1, (2)
в котором /?пр—приведенная тол-
щина; L — наибольший размер от-
ливки.
Выражения (1) и (2) позволяют вы-
полнить сравнительный анализ тех-
нологичности различных вариантов
конструкций литых деталей.
Минимальные толщины
стенок отливок. Минималь-
ные толщины стенок отливок, полу-
чаемых в кокилях, рекомендуется при-
нимать по табл. 2. Для чугунных от-
ливок большие значения принимают
в том случае, если графит чугуна имеет
шаровидную форму, для стальных от-
ливок — если сталь основная. Из-за
малой жидкотекучести стали толщины
стенок отливок при литье в кокиль
должны быть не меньше 10—12 мм
Рис. 7. Нетехнологичные конструкции
отливок втулки (а) и корпуса (б)
из алюминиевого сплава
Технологические основы процесса
79
и лишь в исключительных случаях
— 8 мм. Большие значения 6Х соот-
ветствуют Преимущественно специаль-
ным бронзам, меньшие значения —
оловянным.
Толщины внутренних стенок и ребер
жесткости принимают равными 0,7бх.
Плавность перехода от одного эле-
мента к другому обеспечивается при
условии, что
б;/б;>о,8
(6{ и 61 — толщины сопрягаемых сте-
нок), а переход осуществляется иа
участке длиной
/>(4-5) (67-60.
Радиусы закруглений
при сопряжении стенок.
Радиус закруглений при угловом со-
пряжении стенок принимают равным
Я = (6J + 60/2;
для чугуна R > 3 мм. Для уменьшения
внутренних напряжений в равностен-
ных крестообразных сочленениях от-
ливок из высокопрочного чугуна 7?
^6j. В случае разностенного кресто-
образного сочленения R должно быть
не более толщины тонкой стенки.
Уклоны стенок. Рекомен-
дуемые при литье в кокиль уклоны
стенок отливок из различных сплавов
приведены в табл. 3. Для определения
уклонов внутренних стенок и ребер
жесткости табличное значение реко-
мендуется увеличить в 1,5—3,0 раза.
При рациональном конструктивном
исполнении элементов кокиля, отра-
ботанных режимах их охлаждения и
перемещения (раскрытие кокиля или
стержня) уклоны стеиок могут быть
значительно меньшими указанных в
таблице.
Предельные размеры отверстий в от-
ливках, получаемых с помощью ме-
таллических стержней, приведены в
табл. 4.
При соблюдении ряда мер могут быть
получены отверстия меньших диаме-
тров и с большими длинами, чем ука-
заны в табл. 4.
Классы точности разме-
ров и масс и ряды припу-
сков на обработку отливок реза-
нием, получаемых литьем в кокиль,
2. Минимальная толщина
стенок отливок
Материал отливки Параметр стенки отливки
Площадь поверхности, см* Мини- мальная толщина мм
Чугун До 25 25—125 4—6 6—7
Сталь 25—125 8—10
Алюминие- вые спла- вы ♦ 100—250 250—900 Св. 900 2,2—4,0 2,5—4,5 3,5—5,5
Магниевые сплавы До 30 3
Бронза 4—6
♦ Меньшие значения 6i рекомен-
дуются для сплава АЛ2; большие —
для сплавов АЛ8 и АЛ 13.
регламентирует ГОСТ 26645—85. Мень-
шие классы точности относятся к про-
стым отливкам при их массовом про-
изводстве, большие — к сложным от-
ливкам при их мелкосерийном и ин-
дивидуальном изготовлении; средние —
к отливкам средней сложности при их
механизированном серийном производ-
стве. Точность отливок снижается,
если их размеры оформляются подвиж-
ными частями формы и песчаными
стержнями.
Выбор положения от-
ливки в форме и разъема
кокиля является важным элемен-
том проектирования технологического
процесса литья. От правильности вы-
бора зависят качество отливок и тру-
доемкость их изготовления, а также
и стойкость кокилей.
Положение отливки в кокиле и по-
верхности его разъема определяют
с учетом следующих условий:
направленного затвердевания каж-
дого элемента отливки и иижнего
80
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
3. Уклоны стенок отливок
Материал отливки Уклон поверхности отливки, % "
наружной внутренней (со стороны металлического стержня) при высоте стенки, мм
до 50 св. 50
Чугун 1,0—7,0 1
Углеродистая сталь 5,0 — —-
Сплавы:
алюминиевые 1,0—1,5 5,0 2,0—2,5 **
магниевые 2,5 3,0 2,0—3,0
медные 1,5 7,0 3,0—3,5 ♦«
цинковые 0,5 2,0 1,0
От высоты стенки отливки.
*а Для тонкостенных отливок.
Примечание. Уклон стеики отливки из чугуна зависит от ее высоты:
Высота стенки, мм........................
Уклон, % высоты стенки...................
До 50 51—100 101—500
4,0—7,0 2,0—5.0 1,0—3,0
положения обрабатываемых и наи-
более ответственных поверхностей де-
тали;
плавного заполнения полости ко-
киля заливаемым металлом при со-
блюдении принципа направленного за-
твердевания и использования наибо-
лее коротких элементов литниковой
системы;
простого и надежного отвода газов
из кокиля;
удобного для зачистки расположе-
ния заливов по поверхности разъема
кокиля;
4. Предельные размеры отверстий» получаемых в отливках
Материал отливки Минималь- ный диаметр d, мм Максимальная длина отверстий Уклон стержня, % его длины
глухих сквозных
Чугун и медные сплавы 10 (1,5ч- 2,0) d
Углеродистая сталь 12 (24-3) d 1,5
Сплавы: алюминиевые 8 2,0d •
цинковые 6 (2,0ч-3,0) d (34-6) d 2,0—3,0
Технологические основы процесса
81
смещенного (не менее чем на 2—3 мм)
относительно острых кромок располо-
жения поверхности разъема формы
(рис. 8);
удобного для обработки резанием
расположения базовых и установочных
поверхностей (отсутствия заусенцев и
заливов; возможного расположения
базовых и обрабатываемых поверх-
ностей в одной полуформе);
максимального использования ме-
таллических стержней; легкой уста-
новки и надежной фиксации в кокиле
песчаных стержней;
легкого извлечения отливки из ко-
киля:
использования механизированных и
автоматизированных средств для сбор-
ки, разборки и заливки кокиля, а
также для извлечения из него от-
ливки;
применения наиболее стойкого (к
трещинообразованию и короблению),
технологичного в изготовлении и ре-
монтопригодного конструктивного ис-
полнения кокиля.
Значение каждого из приведенных
выше условий зависит от многих фак-
торов и, прежде всего, от типа сплава.
Так, например, смещение поверхности
разъема формы относительно острых
кромок играет важную роль при про-
ектировании технологии литья дета-
лей из сплавов, склонных к трещино-
образованию, т. е. из чугуна и стали.
Или, например, при производстве от-
ливок небольшими партиями стойкость
кокиля не имеет большого значения.
При механизированном производстве
наиболее удобными с точки зрения
извлечения отливки из формы, заливки
металла с помощью заливочных ма-
шин, механизированной очистки и ок-
раски являются кокили с вертикаль-
ной плоскостью разъема. На основа-
нии практических данных такие формы
рекомендуется использовать при про-
изводстве тонкостенных чугунных от-
ливок, если их длина не превышает
450 мм (А. М. Петриченко с сотруд-
никами).
При литье тонкостенных крупно-
габаритных отливок из чугуна с пла-
стинчатым графитом, а также деталей
типа колес или катков из чугуна с ша-
ровидным графитом рекомендуются ко-
кили с горизонтальным разъемом.
О) б)
Рис. 8. Расположение поверхности
разъема кокиля по отношению к
стенке отливки:
а — неправильное; б — правильное; 1 —
отливка; 2 — кокиль; 3 — поверхность
разъема
В вытряхных кокилях, наиболее
простых при обслуживании, получают
отливки более высокой размерной точ-
ности, чем в разъемных кокилях.
Проектирование литниково-питаю-
щих систем осуществляют в последо-
вательности: выбирают тип системы,
определяют конструктивное исполне-
ние выбранного типа (в том числе кон-
фигурацию стояка, форму попереч-
ного сечения стояка, питателя и дру-
гих элементов) и рассчитывают раз-
меры элементов системы. На первом
этапе проектирования можно руко-
водствоваться классификацией литни-
ковых систем (табл. 5).
При проектировании литниковых си-
стем, используемых в кокиле, учиты-
вают общие требования, предъявляв-,
мые к литниковым системам, и спе-
циальные требования, связанные с осо-
бенностями технологии. Конструкция
литниковых систем существенно влияет
на стойкость кокилей.
Практическим опытом и специаль-
ными исследованиями установлено, что
верхние системы (рис. 9 и 10) обеспе-
чивают наиболее высокую стойкость
кокилей. Кроме того, такие системы
весьма экономичны. Так, например,
при заливке сверху чугунных отливок
расход металла на литниковые си-
стемы составляет 4—10% массы отли-
вок. Рассматриваемые системы обес-
печивают возможность питания отли-
вок наиболее эффективным способом —
непосредственно из литниковой чаши
(см. рис. 9, в и г; 10, виг). Вместе с тем
такие системы не уступают нижним
(сифонным) в отношении уменьшения
82
ЛИТЬЕ В кокиль
5. Основные разновидности литниковых систем
для литья в кокиль
Отличительный признак Разновидности системы
Место подвода расплава к рабочей полости формы Верхняя, боковая, нижняя (сифонная), ярусная
Конфигурация стояка С прямым, наклонным и изогнутым («гусиная шейка») стояками
Форма поперечного сечения стояка С круглым, овальным и многогранным стояками
Форма поперечного сечения питателя С круглым, овальным, трапециевид- ным, щелевым и сегментным пита- телями
Наличие фильтровальной сетки С фильтровальной сеткой и без сетки
Изменяемость во времени гидравличе- ских характеристик С постоянными (стационарная) и пере- менными (нестационарная) гидра- влическими характеристиками
в отливках неметаллических вклю-
чений (засоров, шлака, окисных
плен).
Рис. 9. Схемы литниковых систем
для заливки сверху кокилей с гори-
зонтальным разъемом и литниковой ча-
шей и питателем:
а — в вертикальном стыке элементов ко-
килей; б в песчаном стержне; в —
при дождевом подводе металла; г — при
дождевом прдводе металла через всплы-
вающий песчаный стержень; 1 — литни-
ковая чаша; 2 — питатель; 3 — рабочая
полость кокиля; 4 — песчаный стержень
литниковой чаши; 5 — всплывающий
стержень
Боковые (рис. 11, а), ярусные
(рис. 11, б) и нижние (рис. 11, в)
литниковые системы применяют обычно
при изготовлении высоких (в положе-
нии заливки) и сложных отливок.
Боковые системы широко применяют
при литье в многоместные кокили.
В последнем случае масса литников
достигает 20—30% суммарной массы
отливок.
При получении отливок из сплавов,
заливаемых при достаточно высоких
температурах, литниковые системы
стремятся располагать в разовых не-
металлических элементах форм —
стержнях или огнеупорных изделиях.
В качестве таких элементов часто
используют стержни, оформляющие
контур отливки (рис. 12). По некото-
рым данным ,* литниковые системы в
неметаллических элементах следует
применять, если продолжительность
заливки превышает 10 с.
При проектировании литниковых си-
стем необходимо учитывать, что для
получения тонкостенных чугунных от-
ливок лучше всего использовать си-
стемы с короткими элементами и с пи-
Технологические основы процесса
83
Рис. 11. Схемы литниковых систем
для заливки сбоку, ярусной и снизу
кокилей с вертикальным разъемом:
1 — литниковая чаша: 2 — стояк; 3 —
питатель; 4 — рабочая полость кокиля
Рис. 10. Схемы литниковых систем
для заливки сверху кокилей с верти-
кальным разъемом:
а — с литниковой чашей и одним пита-
телем в поверхности разъема, б — с
литниковой чашей и двумя питателями
в поверхности разъема; в и г — с лит-
никовой чашей в песчаном стержне при
подводе металла соответственно дождевом и
через всплывающий стержень; 1 — литни-
ковая чаша; 2 — питатель; 3 — рабочая
полость кокиля; 4 — песчаный стержень
литниковой чаши; 5 — всплывающий стер-
жень
тателями, толщина которых не менее
3 мм и не более (0,7-ь 0,8) 6j.
Большое разнообразие литниковых
систем применяют при литье в ко-
киль цветных сплавов (рис. 13) [1].
В этом случае используют практически
все разновидности систем, приведен-
ных в табл. 5. Мелкие алюминиевые
отливки изготовляют с подводом ме-
талла сверху. При литье цилиндриче-
ских деталей (поршней, втулок, обе-
чаек и др.) используют боковые си-
стемы со щелевыми питателями. Для
таких отливок выполняют также под-
воды снизу через кольцевые питатели,
что обеспечивает плавную заливку
полости формы.
Для изготовления из цветных спла-
вов отливок с развитой поверхностью
и достаточно большой высотой Яотл
(Лотл/^х > 50) широко применяют
ярусные системы. Такие системы обес-
печивают хорошую заполняемость фор-
мы и рациональное питание отливки
Рис. 12. Схемы литниковых систем
для заливки сверху (а) и сбоку (б)
через формообразующий песчаный
стержень
Я4
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
а)
III
а)
а) 5) в)
Рис. 13. Схемы литниковых систем для литья в кокили цветных сплавов:
1 — верхняя, // — боковая; III — нижняя; /V — ярусная, V боковая со шлице
вым питателем
г)
е)
г) д) е)
и
благодаря подаче наиболее перегре-
того расплава в прибыльную часть
отливки. Обязательным элементом си-
стем для рассматриваемых отливок
является вертикальный колодец.
При литье цветных металлов и спла -
вов иногда используют литниковые
системы с изменяющимися во времени
гидравлическими характеристиками
(рис. 14) [1]. К таким системам отно-
сятся системы с мешочным фильтром,
с коническим стопором в стояке, с
поршнем в стояке и с гофрированным
стояком переменной высоты. В системе
с мешочным фильтром трубку выводят
из полости формы (прибыли, стояка)
по мере подачи жидкого металла, что
обеспечивает подачу наиболее горя-
чего расплава в верхнюю часть от-
ливки и очистку расплава от включе-
ний в течение всего периода заливки.
В системах других конструкций (см.
рис. 14) создают условия для заливки
с малой начальной скоростью и по-
следующего увеличения скорости по
заданному закону.
Расчет размеров литни-
ковой системы начинают
с определения расхода металла (?ф =
— d VlAt через элементы системы и,
£
t
4,
* Технологические основы процесса
86
следовательно, через рабочую полость
кокиля. Величина dV представляет
собой изменение объема расплава в
форме за интервал времени d/. Сред-
ний расход за период заливки /зал
определяют из соотношения (?ф =
— Уот^зал, где УОт”~ объем заливае-
мого в форму металла. Поскольку
между (?ф и /зал существует однознач-
ное соответствие, в расчетах литнико-
вой системы используют как <?ф, так
и /зал*
Выбор параметров (?ф или /зал в об-
щем случае связан с необходимостью
учета многих факторов: свойств рас-
плава, материалов формы и ее по-
крытия, режимных параметров за-
ливки, конфигурации отливки и др.
Учет всех перечисленных факторов
при достаточно строгом теоретическом
подходе крайне сложен. Поэтому для
определения искомых величин исполь-
зуют полуэмпирические формулы.
Для определения /зал рекомендуется
использовать соотношение вида
<зал = (3)
либо
(4)
/
в которых А, Alf т, п, пг— константы,
определяемые по практическим дан-
ным: Gx — масса отливки. Числовые
значения констант по данным различ-
ных авторов для литья в кокили при-
ведены в табл. 6. Табличные значения
относятся к величинам и вы-
раженным соответственно в милли-
метрах и килограммах.
Коэффициент Ау, входящий в кон-
станту At для чугуна с шаровидным
графитом, определяют на основании
опытных данных:
ру .. До 500 600— 1100— 1600—
1000 1500 2000
Ку • 0,8 0,9 1,0 1,1
Ру • До 2100— 2600— 3100—
2500 3000 3500
Ry • 1,2 1,3 1,4
Параметр р^ является относитель-
ной плотностью отливки:
Ру == GxlV габ,
где Угаб — габаритный объем отливки.
Рис. 14. Схемы литниковых систем
с изменяемыми во времени гидравли-
ческими характеристиками:
а — с мешочным фильтром: ’ — заливоч-
ная труба; 2 — мешочный Фильтр, 3 —
кокиль: б — с коническим стопором а
. стояке; 1 — стопор; 2 — стояк; 3 — чаша;
4 — привод стопора; 5 — полость формы;
в — с поршнем в стояке; 1 — шток поршня;
2 — полость для поршня в его нижнем
положении; 3 — стояк; 4 — поршень; 5 —
полость формы; г — с гофрированным
стояком: I — начало заливки, II — конец
заливки
Формулы (3) и (4) пригсдны только
для ориентировочных расчетов. На-
пример, для тонкостенных отливок
из чугуна с пластинчатым графитом
расчетное значение /зал оказывается
существенно меньшим значений, при-
меняемых на практике.
Со скоростью движения расход (?ф
расплава связан соотношением w =
— Q$/F (или w — Q$/F , где F —
площадь поперечного сечения рассма-
триваемого элемента формы .или лит-
никовой системы.
При w и>тах обеспечивается до-
пустимая степень турбулентности по-
тока и, как следствие, исключается
интенсивное загрязнение расплава не-
металлическими включениями, обра-
зующимися в процессе заливки. При
о, > и’пнп гарантируется поступление
86
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
последних порций расплава в форму
достаточно перегретыми. Таким об-
разом, оптимальная скорость должна
удовлетворять условию
Для литья в кокиль тонкостенных
чугунных отливок Тр рекомендуется
на 20 °C больше, чем температура лик-
видуса. Анализ теоретических и прак-
тических данных показывает, что
Максимальная скорость определяет-
ся гидромеханическими факторами; ми-
нимальная — тепловыми.
Согласно экспериментальным дан-
ным w определяется значением кри-
терия Рейнольдса Remax — 780—2600
[1] и по формуле
пл _____ 4штах/?
1'етлах-----~,
V
зависит от факторов, учет которых
с помощью формулы (6) не всегда
возможен. Поэтому для определения
минимальной скорости используют эм-
пирическое соотношение (Н. М. Гал-
дин)
^mtn —
0,22^1/2
(7)
In
зал
380
где R — гидравлический радиус рас-
сматриваемого сечения (R = FIP\ Р —
< моченный периметр канала); v — ко-
эффициент кинематической вязкости.
Для расчетов литниковых систем таб-
личные значения v следует увеличить
на 30% (Н. М. Галдин). С учетом
этого можно принять v-Ю6, м2/с, рав-
ной: для чугуна 0,8—1,1; для угле-
родистой стали 0,6—0,8; для алюми-
ниевых сплавов 0,6; для магниевых
сплавов 0,7.
При указанных выше значениях v
и при R — 0,01 м ~ (Ю-~ 40) мм/с,
а при R = 0,10 м эта скорость в 10 раз
меньше. Поскольку коэффициенты v
для черных и цветных сплавов близки
по значению, то примерно равны и
значения скоростей штах.
Тепловой фактор, ограничивающий
значение a>min, связан с процессом
охлаждения движущегося в форме
расплава до некоторой температуры
Тр, которая в предельном случае
равна температуре затвердевания.
В соответствии с известными соотно-
шениями для изменения температуры
потока в кокиле
й’гП1П 'Т' 'Г >
n , , , ' зал — ' ф
In — _----
(6)
где cq — коэффициент теплоотдачи от
потока расплава к стенке кокиля,
температура которой равна T$; L —
размер полости формы в направлении
заливки; и с\ — соответственно плот-
ность и удельная теплоемкость рас-
плава, Тр — температура расплава.
где L — высота отливки; Тзал— тем-
пература заливки, °C.
Выражение (7) дает надежные ре-
зультаты при литье в металлические
формы отливок из цветных сплавов,
если 61 = 4-j-8 мм. В этом случае
под понимают начальную ско-
рость заливки.
По формуле А. А. Лебедева началь-
ная скорость заливки (см/с)
3,0 -г- 4,2
^нач —-----,
где бх — толщина стенки отливки, см.
При L/di <50 принимают меньшее
значение twHaq.
При получении в кокилях отливок
из серого чугуна скорость подъема
металла в кокиле должна быть не
менее 10 мм/с при толщине стенки
отливки 10 мм; при литье чугуна в ко-
ки ли с горизонтальным разъемом эта
же скорость должна быть не менее
20 мм/с, а в кокили с вертикальным
разъемом — не менее 50 мм/с.
Определение' значений о>тах и до min
(или доНач) в полости кокиля, а также
определение /зал является первым эта-
пом расчетов литниковой системы.
Цель этого этапа — найти максималь-
ное, минимальное и среднее значения
расхода, т. е. (?фшах, СфтШ И 0ф.
Следующий этап расчета литниковой
системы связан с определением пло-
щадей поперечного сечения ее элемен-
тов — стояка (FCT), литникового хода
(Fa х) или шлаковика и питателей
(Fn).
Сначала находят площадь попереч-
ного сечения узкого (лимитирующего
заливку) сечения литниковой системы,
Технологические основы процесса
87
6. Значение постоянных в формулах (3) и (4)
Материал отливки Постоянные Автор
Чугун с пластинчатым графитом Заливка Сверху .... 1,8 Сбоку 1,6 Снизу 1,4 m = = 1/3 H. П. Дубинин
Чугун с шаровидным гра- фитом Заливка Ах Сверху .... 1,4 Ку Сбоку .... 1,6 Ку Снизу .... 1,8 Ку m = Пх = 1/3 Е. Г. Николаенко, Е. Б. Шицман, Ю. С. Лернер
Алюминиевый сплав = 2,24-4; m = nx = 1/3 Г. М. Дубицкий
А = 8,5; д=0,717 Ах = 2,75; m = 1; nr = 0,68 Г. Дроссель и М. Роланд
Магниевый сплав Дх = 2,3-5-4,4; m = nt = 1/3 Г. М. Дубицкий
а затем площади остальных ее элемен-
тов. Поскольку соответствующие рас-
четные формулы зависят от места рас-
положения узкого сечения, необхо-
димо, прежде всего, определить со-
отношение Fn • Fл. х •* Рст (здесь и
далее речь идет об узких местах со-
ответствующих элементов).
При литье в кокиль серого чугуна
Н. П. Дубининым рекомендовано со-
отношение Fn : Fл, х: FCT = 1 : 1,15:
1,25; А. М. Петриченко — соотноше-
ние Fn : FCT = 1: (1,15-=-2,0). Для се-
рого чугуна рекомендуют также Fn :
Рл*: Рс. т = 1 : 1,5 : 1,125. Исклю-
чение составляет соотношение Fn.x-
FCT = 1 : 0,6, предложенное для ус-
ловий литья чугуна в многоместные
коки ли. Для получения отливок с ша-
ровидным графитом используют со-
отношение Fn : Fjj х .* FCT = 1 :
: (1,2-=-1,4) : 1,1 (НИИСЛ).
Соотношения площадей поперечных
сечений элементов литниковых систем
при литье легких сплавов приведены
в табл. 7.
При литье черных сплавов лимити-
рующим считают чаще всего Fn; при
литье легких цветных сплавов FCT.
Поэтому в первом случае вначале рас-
считывают Fn, а во втором Fст; пло-
щади сечений остальных элементов
литниковых систем находят, исполь-
зуя соотношение Fn : Fл. х.‘ Fct-
Расчеты литниковых систем осно-
ваны на использовании известного
в гидравлике выражения, описываю-
щего истечение жидкости из отверстия
в сосуде:
Q = liF , (8)
где Q — расход; р — коэффициент рас-
хода; F — площадь отверстия; g—
ускорение свободного падения; Н —
напор.
Значения коэффициента расхода р
при литье в кокили приведены в
табл. 8. Наибольшее значение р от-
носится к боковому подводу питателя
в виде сходящегося насадка. Большие
значения р относятся к повышенной
температуре заливки.
Коэффициент расхода р для чугуна
с шаровидным графитом в 1,1—1,3 раза
меньше, чем для серого чугуна 14].
88
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
7. Рекомендуемые соотношения площадей поперечных сечений
элементов литниковых систем для литья легких сплавов
Масса отливок без прибылей (свыше — до), кг • ^Л. X ' ^ст
алюминиевых магниевых
До 5 До 3,5 т ьо
5—10 3,5—7 (4ч- 2) : (Зч- 2) : 1
10—20 7—14 •|- со 'со •1* ьс
20—40 14—28 • • сч •I* • * СО •I’ ’sf
40—70 28—50 (5ч-4) : (4ч-2) : 1
70—150 50—100 (5ч-4) : (4ч-3) : 1
Св. 150 Св. 100 (6ч-4) : 4 : 1
8. Коэффициент Ц расхода расплава
Материал отливки Разновидность литниковой системы Угол на- клона, о и Автор
Чугун Верхняя (см. рис. 10, а) ах: 15 30 60 0,80—0,82 0,77—0,80 0,65—0,67 А. М. Петриченко, Е. Е. Глизер
Верхняя (см. рис. 10, б) а2: 30 120 0,76—0,80 0,62—0,66
Боковая (см. рис. 11, а) а8: 0 25 0,76—0,80 0,96—0,98
Верхняя — 0,7—0,8 Н. П. Дубинин, А. Ф. Вязов
Верхняя дождевая Нижняя — 0,6—0,64 0,4—0,5
Алюминиевый сплав Ярусная (см. рис. 13, IV, а, г и е) 0,70—0,80 В. П. Мальцев
Ярусная (см. рис. 13, IV, б, в и д) — 0,56—0,67
Боковая со щелевым питателем (см. рис. 13, V) и нижняя (см. рис. 13, III, б и е) 0,65—0,76
Бронза Ярусная 0,25—0,35 Н. П. Дубинин, А. М. Мосиянов
89
, Технологические основы процесса
j --------............. ........—........—..... ........
При расчете вертикально-щелевой
литниковой системы для отливок из
легких сплавов определяют суммар-
ную толщину всех вертикальных ще-
лей [1]
; 2 бщ = (о,о°8 4- °,°12)Рф,
где Рф — полный смоченный периметр
сечения отливки на уровне подвода
металла.
Затем находят толщину одной щели
бщ < (0,7 4- 1,0)
и необходимое число щелей
Ж tl ~
$ а также определяют ширину щели /щ
[расстояние от отливки до колодца
(промежуточного стояка)] и диаметр
колодца dK:
/щ = 46щ.
Далее вычисляют (?ф с учетом щелей
и ко юдцев и находят площадь по-
перечного сечения стояка Fc.
Определение размеров
питающих элементов. Раз-
меры питающих элементов (прибылей
и бобышек) определяют, исходя из
очевидного условия: в любой момент
времени объем жидкой фазы в питаю-
щем элементе должен быть не меньше,
чем дефицит питания W‘.
W — ^itb — Рзатв^хтв» (^)
Pi
где Pi — плотность твердого металла;
Viтв — объем затвердевшего металла;
Рзатв— коэффициент объемной усадки
при затвердевании; pi — плотность
жидкого металла.
Полный дефицит питания вычисляют
по формуле (9), приняв V1TB = Уот.
Данное условие является необходимым,
но недостаточным. Оно учитывает толь-
ко теплофизические условия процесса
питания. При выборе питающих эле-
ментов следует учитывать также гидро-
динамические факторы.
Определение размеров питающих
элементов по необходимому условию
сводится к построению диаграммы пи-
тания, предложенной А. И. Вейни-
ком. По формулам тепловой теории
литья находят У1ТВ, а затем, используя
выражение (9), — W. Далее опреде-
ляют кривую изменения объема И7П
жидкой фазы в прибыли. В последнем
расчете используют те же формулы,
что и в расчетах затвердевания от-
ливки.
Выбор расчетных формул выпол-
няется с учетом конкретных условий
охлаждения прибыли (условий ее уте-
пления). Размеры питающих элемен-
тов должны удовлетворять условию
№ в любой момент времени,
включая окончание затвердевания.
Учет гидродинамических факторов
при расчете размеров питающих эле-
ментов заключается в соблюдении ус-
ловия
со
(10)
dV 1ТВ
d/ ’
где со — расход жидкой фазы при сво-
бодном течении на начальной стадии
затвердевания и при фильтрации через
сетку твердого скелета на заключитель-
ной стадии процесса затвердевания
отливки.
Указанное неравенство на начальной
стадии всегда удовлетворяется, по-
этому соответствующий расчет состоит
в использовании закона Дарси, т. е.
к dP1
(D — , А р,
gp, dx
где К — коэффициент фильтр ации; g—
ускорение свободного падения;
dp/dx — градиент давления; Sc — пло-
щадь поперечного сечения фильтра-
ционного потока.
Одним из показателей эффективного
действия питающего элемента является
глубина (дистанция) питания, которая
растет по мере увеличения критерия
направленности затвердевания. По-
следний равен тангенсу угла клино-
видного незатвердевшего канала. При
малых значениях критерия свободное
течение расплава заменяется филь-
трацией.
Для приближенных расчетов с
том (10) можно принять, что
действия прибыли
/ Л Ар \1/2
затв\ 2£(рт - pi) ) '
уче-
зона
(11)
где /затв — продолжительность затвер-
девания ; A f— коэффициент; Ар — пе-
репад давления на длине 1.
90
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
исполнение 1 исполнение?
Рис. 15. Схемы вентиляционных систем:
1 и 2 — вентиляционные пробки соответ-
ственно сквозная и упорная
Из формулы (11) следует, что чем
длительнее процесс затвердевания, тем
больше L. В то же время увеличение
давления в прибыли менее эффективно:
L пропорционально Др в степени 1/2.
Проектирование вентиляционных си-
стем является важной процедурой при
разработке технологии литья в ко-
кили. Схемы вентиляцион-
ных систем. Монолитные метал-
лические материалы, используемые для
изготовления кокилей, имеют нулевую
газопроницаемость. Необходимость ра-
циональной организации газового ре-
жима металлических форм вызвана
повышенной склонностью отливок к
газовым дефектам экзогенного проис-
хождения в виде недоливов, газовых
раковин и пор, а также влиянием
давления газа на процесс заливки
металла в кокили.
Проектирование вентиляционных си-
стем кокилей заключается в выборе
схем систем и в определении их раз-
меров. Конструктивное исполнение
рассматриваемых элементов конструк-
ций кокилей различно (рис. 15). Для
сообщения рабочих полостей кокилей
с окружающей атмосферой широко ис-
пользуют разъемные и неразъемные
стыки элементов кокилей — естествен-
ные зазоры между формообразующими
частями форм, а также зазоры в зна-
ках стержней (металлических и не-
металлических) и в отверстиях тол-
кателей.
Вентиляционные каналы по указан-
ным стыкам нередко выполняют в виде
рисок-насечек или тонких щелей. Для
вентилирования глубоких полостей
применяют вентиляционные пробки.
Размеры отверстий для пробок уста-
новлены ГОСТ 16250—70; конструк-
ция и размеры упорных пробок —
ГОСТ 16251—70; проходных пробок —
ГОСТ 16252—70.
В качестве вентиляционных эле-
ментов металлических форм могут быть
использованы игольчатые вставки —
пакеты иголок, запрессованные в
сквозные отверстия форм (А. И. Вей-
ник и др.). Зазоры между проволоч-
ками обеспечивают вставкам повышен-
ную газопроницаемость, измеряемую
значением коэффициента газопрони-
цаемости Кр.
Игольчатые вентиляционные элемен-
ты со стороны рабочей поверхности
формы обычно окрашивают кокильной
краской. Коэффициент КГ при этом
закономерно уменьшается, однако его
значение остается достаточно высоким.
Наиболее эффективны в качестве
вейтиляционных систем выпоры. С их
использованием возникает необходи-
мость в дополнительной технологиче-
ской операции, связанной с удалением
выпоров и зачисткой отливок.
При конструировании кокилей вен-
тиляционные элементы располагают
обычно в верхних (по отношению к за-
ливке) участках форм, а также в тупи-
ковых зонах. От вентиляционных си-
стем всех типов на поверхностях от-
ливок остаются отпечатки, поэтому
системы располагают преимущественно
в зоне механически обрабатываемых
поверхностей отливок. Площадь по-
перечного сечения вентиляционных ка-
налов должна быть минимальной вбли-
зи подвода расплава в полость кокиля,
что связано с повышенной жидкоте-
кучестью перегретого металла.
Расчет вентиляционных
систем. Основными факторами,
влияющими на изменение давления
Арг, в общем случае являются: сжа-
тие и разогрев газа заливаемым в фор-
му металлом, газификация материала
Технологические основы процесса
91
покрытия кокиля (краски или обли-
цовки) и удаление газа из рабочей
полости формы через вентиляционные
отверстия как специально организо-
ванные, так и самопроизвольно воз-
никающие вследствие естественной не-
плотности сопряжения элементов ко-
киля.
С учетом этих факторов расчетный
аппарат сводится к составлению урав-
нения баланса массы газа и ряда
вспомогательных соотношений, опи-
сывающих процессы изменения массы
газа вследствие функционирования ис-
точников и стоков газа [9].
В общем случае (при изменяющихся
в период заливки массовой удельной
газотворной способности единицы по-
верхности покрытия q'w массовой
скорости заливки /и0, температуры Т
газа и скорости изменения площади
контакта расплава с покрытием
(15ф/д/) дифференциальное уравнение,
описывающее газовый режим кокиля,
не решается в квадратурах, поэтому
предложенная математическая модель
газообмена в кокиле может быть реа-
лизована в полной мере с помощью
ЭВМ. В частности, если РуД, m0, Т
и (1£ф/с1/ являются постоянными ве-
личинами, то
(Ь -£,)(! -t/t3an)E'p'/m“-
Рг =
где
-Е2 (Ь + Ег)
2а[(1-///зал)£'Р17т°-£2]
(12)
__ 2арн — b 4- Ех
2 - ~2ари -Ь-Е, :
b т0/р\ + арк;
Аза л — продолжительность заливки;
р; —плотность заливаемого металла;
рн — давление газа в рабочей полости
кокиля в начальный момент времени
(/ = 0); рн — начальная плотность га-
за; Kri, S;, Xi — соответственно ко-
эффициент газопроницаемости, пло-
щадь поперечного сечения и длина
t-го вентиляционного отверстия ко-
киля. Остальные величины упомянуты
выше. Параметр а является обобщен-
ной характеристикой вентиляционной
способности формы.
Если предположить, что в формуле
(12) <?уД = О, то нетрудно получить
формулу для расчета давления rasa
в кокиле с негазотворным покрытием
(например, плазменное напыление, ано-
дированная поверхность или поверх-
ность после нескольких заливок ме-
талла в кокили с покрытием много-
разового использования).
Анализ показывает, что наиболь-
шего значения рг достигает к моменту
окончания заливки. Исходя из этого,
b + | Ьг 4-
Ргтпах —---------
л , Рн dS*V/2
уд Рн d* /
2а
Следовательно, при допустимом при-
ращении давления газа Дрг. доп =
~ Рг — Рн необходимая вентиляцион-
ная способность формы
Pi ^г. доп \ ’ *пр 1 '
О
(13)
Из формулы (13) следует, что пара-
метр а прямо пропорционален ско-
рости заливки и площади поперечного
сечения лимитирующего элемента лит-
никовой системы (стояка или пита-
теля). Такой вывод находится в полном
соответствии с практическим опытом.
Действительно, на практике поль-
зуются соотношением вида
Д в = 1,25S п,
где Sn — площадь поперечного сече-
ния питателей.
Величину Дрг. дои, необходимую для
расчетов параметров вентиляцион-
ной системы, можно принять из ус-
ловия преодоления газом поверхно-
стного натяжения расплава: при литье
чугуна Дрг. доп = 1,5-103 Па, при
литье стали дрг. доп = 5-Ю3 Па [5].
Влияние различных
факторов на газовый
режим кокиля. Исследова-
ниями с помощью приведенного матема-
тического аппарата установлено [3]
92
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
О 0,fi ~0 1,51^
б)
Рис. 16. Зависимость относительного
количеств^ теплоты QoKp/Qs, теряе-
мого в окружающую среду, от отно-
шения Ад/Ар
а —- стальная отливка; б — чугунная от-
ливка; 1 — коэффициент теплоотдачи от
кокиля в окружающую среду а3 =
= 11,6 Вт (м*.°С); 2 — а, = 116,3; 3 —
а8 == 1163
что в кокиле с вертикальным разъе-
мом давление газа Арг падает с уве-
личением размеров отливки в гори-
зонтальной плоскости (при неизмен-
ной металлоемкости формы). Поэтому
плоские отливки в кокилях с верти-
кальным разъемом целесообразно
располагать горизонтально. Наи-
более тяжелый газовый режим харак-
терен для процессов получения про-
тяженных в направлении заливки от-
ливок (заливка снизу вверх).
В кокиле с горизонтальным разъе-
мом с перемещением поверхности разъ-
ема снизу вверх дрг снижается. При
достаточно малом диаметре £)в вы-
пора перекрытие линии разъема ме-
таллом сопровождается скачкообраз-
ным повышением давления. При до-
статочно большом £)в положение ли-
ний разъема формы не оказывает
влияния на величину и характер из-
менения д рг.
Конусообразные отливки целесооб-
разно располагать в кокиле основа-
нием вверх причем Дрг меньше в слу-
чае горизонтального разъема формы.
При расположении отливки основа-
нием вниз предпочтительнее исполь-
зовать кокиль с вертикальным разъе-
мом. В случае достаточно большого
значения £)в положение поверхности
разъема в пространстве не оказывает
существенного влияния на газовый
режим кокиля.
Особенности выбора тепловых пара-
метров процесса литья в кокиль
обусловливаются следующим'
имеются достаточно широкие воз-
можности изменения термических ус-
ловий формирования отливки (вы-
бором, например, состава и толщины
покрытия кокиля или материала и
толщины стенки формы, способа и
режима ее охлаждения);
тепловое состояние кокиля опреде-
ляет его долговечность.
Для получения отливок в кокиле с
тонкослойным покрытием справедливо
условие
(14)
где Xi и Х2 — характерные раз-
меры соответственно отливки и пок-
рытия кокиля (толщина стенки плос-
кой отливки равна 2Ах).
Из неравенства (14) следует, что
теплоаккумулирующая способность
покрытия пренебрежимо мала по
сравнению с теплоаккумулирующей
способностью отливки, а покрытие
можно рассматривать как плоскую
(в термическом смысле) однослойную
или многослойную стенку. Оба след-
ствия позволяют учесть термическое
сопротивление плоской (в общем слу-
чае — многослойной) стенки.
При выборе тех или иных расчет-
ных соотношений, кром^ неравенства
(14), необходимо учитывать значения
параметрического критерия X9/Xtt
выражающего относительную тол-
щину стенки кокиля. Так, для тонко-
стенного кокиля А3/Аг <1, а для
толстостенного Х31Хг » 1. В случае
соизмеримости толщин стенок ко-
киля И ОТЛИВКИ Ад/Ах » 1.
Наиболее часто управление терми-
ческими условиями литья в кокили
осуществляют через коэффициент
теплопроводности Х2, толщину Х2 по-
крытия и режим охлаждения кокиля.
Изменяя Х2 и Х2 в широких пределах,
регулируют условия охлаждения и
затвердевания металла. При Xg/Xi
1 и естественном охлаждении формы
продолжительность затвердевания поч-
ти пропорциональна А2.
На рис. 16 приведены зависимости
отношения количества теплоты (?окр,
отданной кокилем с тонкослойным
покрытием в окружающую среду, к
количеству теплоты затвердевания
от отношения Х8/Хх в условиях есте-
Технологические основы процесса
93
ственного охлаждения кокиля [4].
Анализ графиков показывает, что роль
внешнего охлаждения кокиля умень-
шается по мере возрастания Х8. При
Хз/Xj > 1 внешние теплопотери не-
значительны.
Принудительное охлаждение коки-
ля тем эффективнее повышает ско-
рость затвердевания и охлаждения
отливки, чем меньше термическое со-
противление на ее поверхности. Поэ-
тому принудительное охлаждение фор-
мы целесообразно сочетать с умень-
шением Х2 и Х8 и повышением Х2.
Влияние толщины стенки кокиля
на процесс затвердевания отливки
связано с относительными и абсолют-
ными размерами отливки, ее формой,
температурными и другими условиями
процесса теплообмена. При увеличе-
нии (от нуля) толщины Х8 по сравне-
нию с Хх стальной или чугунной от-
ливки время полного затвердева-
ния металла (при Хт = const) вначале
несколько возрастает (скорость за-
твердевания падает), что объясняется
повышением термического сопротив-
ления формы передаче теплоты от
отливки к окружающей среде. Затем
кривая t3 проходит через максимум
и продолжительность затвердевания
заметно падает. Особенности затверде-
вания при довольно большой толщине
стенки кокиля объясняются повышен-
ной теплоаккумулирующей способ-
ностью формы. При больших значе-
ниях Х8 последняя величина практи-
чески перестает влиять на продолжи-
тельность и скорость затвердева-
ния.
Влияние Х8 на формирование от-
ливки зависит от кривизны стенки
кокиля. В массивном цилиндрическом
кокиле с полостью малого диаметра
дивергенция (расхождение) темпера-
турного поля у поверхности сопри-
косновения с отливкой значительно
больше, чем в кокиле с полостью
большого диаметра. Дивергенция име-
ет максимальное значение при диа-
метре отливки DOt -* 0. При больших
значениях диаметра цилиндрический
кокиль по тепловым свойствам при-
ближается к плоскому.
Чем выше дивергенция, тем больше
скорость теплоотвода. Поэтому ско-
рость теплоотвода в кокиль при боль-
шом диаметре отливки значительно
ниже, чем при малом диаметре. Ско-
рость минимальна при Ххоо, т. е.
у плоской стенки. В этом случае ди-
вергенция в отливке стремится к
нулю.
Влияние начальной температуры ко-
киля Т8нна термические условия фор-
мирования отливки проявляется сле-
дующим образом. В тонкостенной фор-
ме Т8Н практически не влияет на теп-
ловой процесс. Что касается влияния
рассматриваемого параметра в тонко-
стенном кокиле, то чем больше отно-
сительная масса формы, тем замет-
нее роль Тзн. В условиях естествен-
ного охлаждения при X8/Xi> 1 эта
роль становится определяющей (при
данном условии влияние Q0Kp оказы-
вается пренебрежимо малым).
Напряженно-деформированное со-
стояние рабочих стенок кокилей опре-
деляет их стойкость. Под стойкостью
кокиля понимают его способность сох-
ранять рабочие (эксплуатационные)
свойства. Стойкость определяется чис-
лом заливок, которые выдерживает
кокиль до выхода из строя в резуль-
тате образования на его рабочих стен-
ках сквозных и поверхностных тре-
щин, размывов (эрозионного разру-
шения), приваривания к ним заливае-
мого расплава, а также коробления и
механического повреждения стенок.
Стойкость кокиля зависит от тепло-
вых, механических, химических, гид-
родинамических, диффузионных и дру-
гих явлений. Однако основное влия-
ние на стойкость оказывает напряжен-
но-деформированное состояние кокиля.
Между конструкцией кокиля, его
напряженно-деформированным со-
стоянием, а следовательно, и стойко-
стью существует тесная связь. Ана-
лиз показывает, что большинство ко-
килей можно рассматривать как пло-
ские либо цилиндрические.
Плоским называют кокиль, одно
измерение которого значительно мень-
ше двух других (например, половина
разъемного кокиля); цилиндрическим—
кокиль, два измерения которого зна-
чительно меньше третьего измерения
(например, вытряхной кокиль).
Термоупругие напряжения оу в пло-
ском кокиле зависят от толщины стен-
ки, размеров обрамления, наличия
94
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
ребер жесткости и характера темпе-
ратурного поля. В подавляющем боль-
шинстве случаев плоский кокиль име-
ет обрамление, которое вместе с реб-
рами, в большей или меньшей степени,
ограничивает температурную дефор-
мацию рабочей части формы. При
ограничении указанной деформации
вдоль плоской стенки с увеличением
Xg/Xj напряжения падают; в свобод-
ной стенке и в стенке с исключенным из-
гибом наблюдается обратная картина.
При наличии обрамления оу зави-
сит от перепада температур по тол-
щине стенки бТз — Тзп — Тзп и от
повышения температуры на внешней
поверхности формы; 0зп — Тзп —
— Тзп, где Тзп и Тзп — температуры на
обеих поверхностях кокиля; Тзн —
начальная температура формы. В ко-
киле с очень массивным обрамлением
Оу на рабочей поверхности стенки
пропорциональна 03п = Тзп — Тзн-
Когда обрамление отсутствует, на-
пряжения зависят от 6Т3. С увеличе-
нием размеров обрамления оу в ра-
бочей стенке увеличивается.
В оребренном плоском кокиле уве-
личение ширины, а также числа ре-
бер и их высоты приводит к росту на-
пряжений сжатия на рабочей поверх-
ности формы. При этом на внешней
поверхности напряжения сжатия за-
меняются напряжениями растяжения.
Анализ напряженно-деформирован-
ного состояния плоских кокилей из
стали и других упругопластичных
материалов показывает, что при нали-
чии обрамления увеличивается работа
пластической деформации за каждый
цикл нагружения и, следовательно,
снижается стойкость при увеличении
размеров обрамления.
Методом моментной теории пластин
найдено, что упругий прогиб (выпу-
чивание) центра плоского кокиля опи-
сывается формулой
/3 = К3а3 6Т3 (Lj 4- Ьз)/Х3,
где — коэффициент, зависящий от
характера закрепления рабочей стен-
ки и распределения в ней температу-
ры; сх$— температурный коэффициент
линейного расширения материала
стенки; и £2 — соответственно
длина и ширина стенки.
Зависимость f3 от квадрата размеров
стенки свидетельствует о существен-
ном влиянии геометрического фактора
на коробление кокиля.
Термоупругие напряжения в ци-
линдрическом кокиле зависят от воз-
можности его теплового расширения.
При ограничении расширения вдоль
продольной оси напряжения резко
возрастают, причем оу зависит как
от 6Т8, так и от 03п. Если же осевая
деформация свободна, то оу зависит
только от 6Т3.
В цилиндрических кокилях с ис-
ключенной осевой деформацией воз-
можно появление прежде всего по-
перечных трещин; в аналогичных ко-
килях со свободной осевой деформа-
цией — как поперечных, так и про-
дольных трещин.
Распространенным видом разруше-
ния цилиндрических кокилей является
образование продольных трещин, бе-
рущих свое начало у* торца формы.
Исследованиями установлено, что та-
кой вид разрушения характерен для
металлических форм со свободными
торцами: растягивающие наружные на-
пряжения на внешней поверхности
формы у торца значительно больше,
чем растягивающие напряжения на
этой же поверхности, но в средней по
длине части кокиля.
Образования трещин удается избе-
жать при бандажировании цилиндри-
ческих кокилей. Бандажи исключают
(либо ограничивают) перемещения у
торца и тем самым предотвращают
возникновение на внешней поверх-
ности растягивающих напряжений.
Однако бандаж приводит к росту сжи-
мающих напряжений на внутренней
поверхности формы. Вместе с тем бан-
даж не влияет на напряженно-дефор-
мированное состояние средней по дли-
не части достаточно длинного цилиндри-
ческого кокиля.
На основе анализа особенностей
напряженно-деформированного состоя-
ния плоских и цилиндрических ко-
килей установлено, что в кокилях,
применяемых на практике, вследствие
большего либо меньшего ограниче-
ния их тепловой деформации, напря-
Конструирование и эксплуатация кокилей
95
жение ву с увеличением Х9 сни-
жается .
Кокиль наиболее часто разруша-
ется на стадии заливки. Анализ напря-
жений и деформаций в цилиндриче-
ском кокиле при переменном уровне
расплава, т. е. на стадии заливки, по-
казывает, что с увеличением скорости
заливки температурный перепад по
высоте формы уменьшается, причем
это уменьшение тем существеннее,
чем короче цилиндрический кокиль.
В условиях воздушного охлаждения
температурный перепад при заливке
сверху значительно меньше, чем тем-
пературный перепад при заливке сни-
зу. Однако при водяном охлаждении
способ подвода металла практически
не влияет на температурный перепад
по высоте кокиля.
При заливке радиальное выпучи-
вание стенки кокиля, охлаждаемой
воздухом, значительно больше, чем
при охлаждении водой. С уменьшением
скорости заливки увеличивается раз-
ница в радиальном перемещении верх-
него и нижнего торцов формы. На ос-
новании этих данных можно рекомен-
довать заливку с повышенной ско-
ростью как способ повышения точ-
ности отливки.
Таким образом, для цилиндриче-
ских кокилей, заливаемых вертикаль-
но, наиболее опасны напряжения, воз-
никающие в период заливки. При за-
ливке снизу с малой скоростью на ра-
бочей поверхности на уровне зеркала
металла возникают растягивающие на-
пряжения, которые в зоне, располо-
женной после зеркала, сменяются на-
пряжениями сжатия. Следовательно,
при подводе металла сверху и при за-
ливке с большей скоростью в цилиндри-
ческом кокиле можно избежать опас-
ных знакопеременных напряжений.
Абсолютная величина последних
уменьшается при переходе от водяного
охлаждения кокиля к воздушному.
Напряжен н о-д е ф о р м и -
рованное состояние по-
крытий кокилей. Напряже-
ния в покрытии, которое находится
в прочном сцеплении с кокилем, опи-
сываются формулой
(ХпЕ о «
а = — - 2 г 02,
1 — vs
где аа и Еа — соответственно темпера-
турный коэффициент линейного рас-
ширения и модуль упругости покры-
тия; v — коэффициент Пуассона;
0 — температура, отсчитанная от тем-
пературы рабочей стенки как от нуля;
здесь, как и ранее, величины с индек-
сом 2 относятся к покрытию, знак
минус соответствует напряжениям сжа-
тия.
Сила, стремящаяся сдвинуть пок-
рытие относительно защищаемой по-
верхности,
х,
Р = аг£а_ Г 0 dx
1 —V, .)
О
Сила Р отнесена к единице длины
линии в плоскости покрытия.
Напряжение среза, создаваемое си-
лой Р на площади Sa контакта покры-
тия с защищаемой поверхностью, равно
о = PLtS2i
где L — размер (длина) покрытия по
нормали к направлению сдвига.
Покрытие отслаивается при усло-
вии о > оср, где оср — прочность
сцепления покрытия с рабочей стен-
кой при испытании на срез. Вероят-
ность растрескивания и отслаивания
покрытия от рабочей стенки тем выше,
чем больше коэффициент аа и модуль
Е2- Способность покрытия выдержи-
вать термомеханическое воздействие
оценивают по параметру
П gB2(l — У»)
1 а2£202
3. Конструирование
и эксплуатация кокилей
Толщина рабочей стенки кокиля.
Выбор толщины и материала рабочей
стенки кокиля является одним из
наиболее ответственных этапов его
проектирования, так как эти пара-
метры конструкции определяют дол-
говечность формы, т. е. ее стойкость
против трещин и коробления, а также
трудоемкость изготовления. По
А. И. Вейнику толщина стенки ко-
киля
(15)
96
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
Рис. 17. Графики для выбора толщин
стенок плоских (а) и цилиндрических
(б) кокилей (ГОСТ 21093—75)
склонность кокиля к короблению, а
его материала — к окислению (В =
= 1,25-4-2,0); Хг — половина тол-
щины стенки отливки (или радиус
цилиндрической и сферической сте-
нок);
Кр = 2Х1//?Пр»
Rпр — приведенная толщина стенки
отливки; Ьг и Ь3 — коэффициенты ак-
кумуляции теплоты соответственно ма-
териала отливки и формы; ТзалИ
Т8Н— температуры соответственно ме-
талла в момент заливки и начальная
кокиля; гх и — удельная теплота
затвердевания и удельная теплоемкость
где k — коэффициент;
сзРз (^затв Тзн)
Ql [<4 (^зал Т'затв) “Ь г1] »
Хх — половина толщины стенки пло-
ской отливки; с — удельная тепло-
емкость (индекс 1 относится к отлив-
ке, 2 — к покрытию, 3 — к рабочей
стенке; штрих сверху — к жидкому
состоянию); г — теплота превращений;
Т'зал и Гзатв — температура соот-
ветственно заливки и затвердевания;
Х2 — толщина слоя краски (покры-
тия).
При выводе формулы (15) принято,
что толщина Х8 стенки кокиля рав-
няется глубине прогрева формы к мо-
менту окончания затвердевания от-
ливки. При большем значении Ха
термические условия формирования
отливки не изменяются.
Поправочный коэффициент k вы-
бирают по конструктивным соображе-
ниям. В первом приближении можно
принять, что k— 1. Эксперименталь-
ная проверка метода в лабораторных
и заводских условиях осуществлена
Н. Д. Орловым.
По формуле А. М. Петриченко
где В — коэффициент, учитывающий
материала отливки.
Для чугунных деталей (по опыту
московского завода «Водоприбор») ис-
пользуют кокиль с толщиной стенки
Х8 = 11 УЩ
Толщину Х8 рабочих стенок коки-
лей различных конструкций можно
выбрать по графикам (рис. 17), раз-
работанным В. С. Серебро [4]. Тол-
щину стенок плоских кокилей выби-
рают в границах заштрихованной об-
ласти, но ближе, как правило, к верх-
нему пределу; для отливок сложной
конфигурации, имеющих близко рас-
положенные выступы, — ближе к
нижнему пределу. Для стенок отли-
вок, оформляемых с одной стороны
песчаным стержнем, Х8 определяется
по удвоенной толщине стенки отливки.
Толщина Х8 для цилиндрических
кокилей полых отливок принимается
по величине критерия Xi/₽i, где
Хх — половина толщины стенки полой
отливки; — наружный радиус от-
ливки. Для сплошных цилиндриче-
ских отливок Х8 = 1,47?!.
Если конструкция цилиндрического
кокиля исключает возможность его
термического расширения вдоль про-
дольной оси, то Х8 принимают таким
же, как и для плоского кокиля (см.
рис. 17, а).
Выбор Х8 может быть выполнен
также в соответствии ГОСТ 16237—70
(рис. 18). Для кокилей со стальными
рабочими стенками или стенками из
высокопрочного чугуна толщину Х8
выбирают ближе к нижней границе
заштрихованной области графика.
Материалы рабочих стенок кокилей.
Конструирование и эксплуатация кокилей
97
Для оценки пригодности материалов
для рабочих стенок кокилей исполь-
зуют различные методы. Основные из
них приведены в табл. 9. Чем больше
значения параметров, тем выше (при
прочих равных условиях) стойкость
кокилей.
Существование многих методов оцен-
ки пригодности материалов для ко-
килей объясняется различиями в ме-
ханизмах разрушения хрупких и пла-
стичных материалов, а также особен-
ностями напряженно-деформирован-
ного состояния рабочих стенок без
покрытия и с покрытием.
Рис. 18. График для выбора толщины
стенки кокиля
9. Методы относительной оценки пригодности материалов
для рабочих стенок кокилей
Параметр оценки Область приме- нения метода Автор метода оценки
20 = овХ/(а£), где сгв — временное сопротивление; X — коэффициент теплопроводности; а — температурный коэффициент ли- нейного расширения; Е — модуль уп- ругости Хрупкие материа- лы, рабочиестенки с теплозащитными покрытиями О. Ю. Коцюбин- ский, Ю. Кадлец
К = М5/(а£), где 6 — относительное удлинение; К' = %КС/(а£), где КС — ударная вязкость Пластичные мате- риалы А. И. Храмченков
Ц = ав/(а£) Хрупкие материа- лы, кокиль не имеет теплозащит- ного покрытия В. С. Серебро
п кс От (а0к — где сгт — предел текучести; 0к = ®зал^1/(^1 4~ ^з)> гДе %ал — температура металла в мо- мент заливки, отсчитанная от началь- ной температуры кокиля как от нуля; Z>i и Ь8 — коэффициенты соответствен- но аккумуляции теплоты материалов отливки и рабочей стенки кокиля Пластичные мате- риалы (для сталь- ных стенок в фор- мулу подставляют значения КС при температурах 500—550 °C)
4
Ефимов
98
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
10. Материалы для рабочих стенок кокилей
Материал
Область применения
СЧ20, СЧ25, ВЧ 40, ВЧ 45
Стали 15Л, 15ХМЛ, 10, 20,
СтЗ
АЛ9, АЛ 11
Медь и ее сплавы, легирован-
ные стали, сплавы с особыми
свойствами
Кокили для мелких и средних отливок с воз-
душным либо водовоздушным охлаждением,
а также двухслойные кокили
Кокили с жидкостным охлаждением, вкла-
дыши двухслойных кокилей
Водоохлаждаемые кокили с анодированной
поверхностью, кокили с естественным охла-
ждением и анодированной поверхностью
(в основном для мелких отливок)
Вставки для мест кокиля, подвергающиеся
интенсивному термогидродинамическому из-
носу, металлические стержни
Определение параметра П основы-
вается на следующих физических пред-
посылках: данный параметр пред-
ставляет собой отношение работы раз-
рушения, выраженной величиной КС,
к работе пластической деформации
за один цикл нагружения кокиля.
Необходимость подстановки в фор-
мулу для определения П значений КС
при 500—550 °C объясняется тем, что
при этих температурах происходит
локальное снижение вязкости стали.
Марки рекомендуемых для ра-
бочих стенок материалов приведены
в табл. 10. По мнению ряда исследо-
вателей, кокили из чугуна с шаровид-
ным графитом имеют более высокую
стойкость, чем из чугуна с пластин-
чатым графитом. Чугуны с шаровид-
ным графитом должны иметь феррито-
перлитную матрицу.
Стенки кокилей из чугуна с пла-
стинчатым графитом в пределах одной
марки металла* могут иметь сущест-
венно различную стойкость.
Пониженное содержание серы, мар-
ганца и фосфора способствует повы-
шению стойкости стенок кокиля из
чугуна с пластинчатым графитом.
С повышением содержания алюми-
ния трещиноустойчивость чугуна с
пластинчатым графитом при термо-
циклировании повышается. При со-
держании в чугуне более 1% Si ле-
гирование алюминием вызывает об-
разование крупных и грубых включе-
ний графита, что недопустимо для
условий периодического теплового на-
гружения. Поэтому легирование чу-
гуна алюминием рекомендуется соче-
тать с ускоренным его охлаждением
(например, с помощью холодильника)
либо дополнительным вводом олова
в качестве перлитизатора. В послед-
нем случае стойкость чугуна увели-
чивается на 25—30% [4].
Для кокилей, в которых получают
тонкостенные (3—5 мм) чугунные от-
ливки, целесообразно применять чу-
гун с ферритографитовой эвтектикой
(такие чугуны особенно хорошо проти-
востоят короблению), а также чугун
с пластинчатым графитом следующего
состава, % (мае. доля): С 2,8—3,2;
Si 1,3—1,7; Мп 0,55—0,9; Р до 0,10;
S до 0,12; Си 0,7—0,9; Ni 0,3—0,7;
• Ti0,08—0,1. Для рабочих стенок коки-
лей средних по массе отливок (десятки
килограммов) рекомендуется чугун с
пластинчатым графитом следующего
состава, % (мае. доля): С 3,3—3,5;
Si 1,7—2,1; Мп 0,4—0,6; А1 2; Sn око-
ло 0,1.
Микролегирование обычного чугуна
оловом повышает стойкость тяжело
нагруженных кокилей. Аналогичное
влияние оказывает сурьма [0,1—0,3%
(мае. доля)].
Стойкость кокилей из чугуна с
пластинчатым графитом повышается
при его легировании Ni, Сг и Си;
стойкость кокилей, работающих в ус-
Конструирование и эксплуатация кокилей
ловиях большого теплового нагруже-
ния, — при легировании Сг и Мо.
На стали (см.табл. 10)благоприятное
влияние оказывает снижение содер-
жания углерода.
В сплаве АЛ9 содержание магния
рекомендуется доводить до 0,6—0,8%
(мае. доля), что обеспечивает возмож-
ность получения анодного покрытия
достаточно большой толщины.
Вспомогательные элементы коки-
лей— ребра жесткости, охлаждающие
штыри, ручки, колонки, рукоятки,
выталкиватели, приспособления для
выталкивания отливок и стержней,
направляющие штыри, фиксаторы, ка-
налы и вентиляционные пробки—кон-
струируют в соответствии с ГОСТ
16237—70—ГОСТ 16261—70. Техни-
ческие требования к кокилям огово-
рены в ГОСТ 16262—70.
Особенности конструирования ко-
килей с жидкостным охлаждением. Вы-
талкиватели, колонки и направляю-
щие втулки кокилей с жидкостным ох-
лаждением регламентируют ГОСТ
21088—75—ГОСТ 21092—75.
В качестве охлаждающих сред ко-
килей чаще всего применяют воду;
для охлаждения стальных кокилей
могут быть использованы и масла.
Системы водяного охлаждения проще
в изготовлении и обслуживании, более
безопасны в пожарном отношении и
позволяют обеспечить наиболее вы-
сокую частоту заливок в кокиль.
Однако при водяном охлаждении су-
ществует опасность попадания влаги
в рабочую полость формы и связанных
с этим выбросов металла. Кроме того,
при водяном охлаждении трудно обе-
спечить начальную температуру фор-
мы выше 150 °C, а также затруднен
разогрев кокиля перед первой за-
ливкой (после длительного перерыва
между очередными заливками).
Для охлаждения кокилей с алюми-
ниевыми рабочими стенками исполь-
зуют, как правило, воду. Водяное
охлаждение в сочетании с анодиро-
ванным теплозащитным покрытием
алюминия обеспечивает температуру
внутренней поверхности стенки не
выше 300—350 °C, что является необ-
ходимым условием эксплуатации алю-
миниевых кокилей, При этом должен
быть использован наиболее интенсив-
4*
ный режим теплообмена, который воз-
никает при ядерном режиме кипения
воды.
При охлаждении с помощью водя-
ной рубашки температура внешней
поверхности стенки кокиля перед за-
ливкой не может быть выше 100 °C,
так как даже после прекращения по-
дачи в рубашку воды охлаждение про-
должается благодаря ее кипению. Во
избежание переохлаждения стенок ко-
киля температура воды в рубашке
должна быть близкой к температуре
кипения и подача воды в рубашку
должна прекращаться сразу же после
отвода теплоты, отдаваемой отливкой.
Рациональный режим водяного ох-
лаждения кокилей достигается обычно
следующим образом. Воду подводят
к верхней части рубашки охлаждения.
Подводящий патрубок в кокилях для
отливок массой до 30 кг выполняют
диаметром 1/2*. Отводящий патрубок
также располагают в верхней части
рубашки; его диаметр должен быть
больше диаметра подводящего патруб-
ка (т. е. в указанном случае 3/4*).
При литье черных сплавов воду по-
дают в полость охлаждения кокиля
обычно столько времени, сколько от-
ливка находится в форме. Подачу
воды начинают в момент, когда фронт
прогрева достигает охлаждаемой по-
верхности стенки. Режим охлажде-
ния двухслойных кокилей значитель-
но проще: вода непрерывно проте-
кает через рубашку охлаждения; при
этом подводящий воду патрубок на-
ходится снизу, а отводящий сверху.
Если рабочая стенка водоохлажда-
емого кокиля имеет выступающие ча-
сти, то в ней образуются со стороны
водяной рубашки глубокие карманы.
Чтобы предотвратить образование в
них паровых подушек, воду подводят
непосредственно к карманам.
Методы изготовления кокилей. Проб-
лема изготовления кокиля — это,
прежде всего, проблема изготовления
его рабочей стенки (или металличе-
ского стержня). Получение других,
по существу, вспомогательных эле-
ментов кокиля (т. е. элементов, пред-
назначенных для спаривания частей
кокиля, выталкивания отливок, ох-
лаждения (нагрева) и т. д.) относится
к общим вопросам производства оснаст-
100
ЛИТЬЕ в кокиль
ки и поэтому здесь не рассматривается.
Здесь также не рассматривается из-
готовление кокилей специальных ви-
дов. Такие кокили рассмотрены особо.
При изготовлении рабочих стенок
кокилей необходимо получить формо-
образующую полость с минимальными
затратами труда и материала, а также
обеспечить их наибольшую стойкость.
Рабочие стенки изготовляют литьем,
механической и электрофизической об-
работкой, сваркой, штамповкой и ком-
бинацией этих способов. Наиболее
широкое распространение получило ли-
тье (многие его разновидности) с по-
следующей доводкой гравюры формы
резанием и слесарной обработкой,
причем стремятся к минимальному
объему доводочных операций.
Выбор способа изготовления рабочей
полости кокиля зависит от многих
факторов: от норм точности, габарит-
ных размеров и конфигурации от-
ливки, материала рабочей стенки, спо-
соба ее охлаждения и производствен-
ных возможностей. При выборе спо-
соба учитывают его влияние на стой-
кость кокиля.
Кокили с литыми рабочими гнезда-
ми более долговечны. Следы, остав-
ляемые режущим инструментом, отри-
цательно влияют на образование сетки
разгара рабочей стенки. При выборе
способа финишной обработки рабочей
стенки необходимо учитывать также
влияние шероховатости формы на уси-
лие извлечения отливки (или стержня).
Обработка резанием всегда неизбеж-
на, если в отливке необходимо полу-
чить тонкие и глубокие полости (на-
пример, межреберные пространства).
Однако в некоторых случаях шерохо-
ватость поверхности стержня может
быть не очень низкой.
Способы литья. Заготовки
кокилей в большинстве случаев от-
ливают по специально изготовленным
моделям. Для получения рабочих
гнезд с пониженной шероховатостью
поверхности и повышенной точностью
применяют стержневые ящики. За-
готовки оказываются более точными,
если твердение формы и стержня про-
исходит в контакте с оснасткой. Од-
нако применяют и обычные песчаные
формы (например, изготовленные прес-
сованием под высоким давлением).
Формы и стержни, как правило,
тщательно окрашивают или натирают
противопригарными пастами. Выбор
противопригарных средств зависит от
материала кокиля. При литье чугуна
без каких-либо покрытий можно при-
менять стержни на мелком кварцевом
(зернистостью не более 016) песке и
фенолформальдегидном связующем
(например, СФП-ОПЛ). Наиболее
гладкую и чистую поверхность обе-
спечивают стержни на цирконовом
концентрате.
Для получения стальных* рабочих
стенок хорошо зарекомендовал себя
СО2-процесс, при котором могут быть
получены заготовки, не требующие
последующей обработки резанием фор-
мообразующей поверхности. Приме-
няемая при этом формовочная смесь
содержит, % (мае. доля): 15%-ного
раствора едкого натра 0,5; жидкого
стекла (плотность 1400—1510 кг/м8 с
модулем 2,4—2,7) 5,5; кварцевый пе-
сок КО20Б — остальное.
Приготовление смеси осуществляют
в бегунах, в которые загружают песок
и раствор едкого натра. После 3—
4 мин перемешивания в бегуны вли-
вают жидкое стекло и перемешивание
продолжается еще 7—8 мин. Газо-
проницаемость сырых образцов —
не менее 190 ед.; временное сопротив-
ление после продувки в течение 1 мин—
не менее 0,18 МПа, влажность 2,5—
2,8%.
Кроме СО2-процесса для получения
стальных и чугунных кокилей ис-
пользуют керамические формы (стер-
жни). При такой технологии литья
объем обработки резанием сокраща-
ется на 50—60% .
Для изготовления алюминиевых ко-
килей рекомендуется способ литья
в стальные и чугунные мастер-кокили.
Аналогичный процесс применяют в
отдельных случаях при производстве
чугунных кокилей для неответственных
отливок в условиях единичного произ-
водства. В этом случае чугун льют на
отливку, для производства которой
кокиль предназначен. К отливке (при
необходимости) приделывают знаки.
Изготовленные таким образом кокили
отличаются невысокой точностью ра-
бочего гнезда. Размеры рабочего гнез-
да закономерно уменьшены (если при
Конструирование и эксплуатация кокилей
101
последующей термической обработке
не произошел рост металла).
При получении заготовок по схеме
кокиль — в кокиль следует учиты-
вать торможение усадки. Так, при
толщине стенки отливки 30—40 мм
расчетная усадка чугуна уменьша-
ется на 0,2—0,3% .
Отливку в качестве мастер-модели
применяют также и при изготовлении
гипсовой модели кокиля. Один из
способов копирования поверхности от-
ливки заключается в том, что на ее
поверхность наносят слой меламино-
вой или полиэфирной смолы. Затем
полученную таким образом оболочку
соединяют с гипсовой или деревянной
основой.
Для изготовления кокилей и дру-
гой литейной оснастки может быть
применена вакуумная формовка или
вакуумная формовка в сочетании с
другими способами формообразования.
Для кокилей, полученных вакуум-
ной формовкой, характерны повы-
шенная точность конфигурации и ма-
лая шероховатость литой поверхно-
сти, что обеспечивает возможность со-
кращения трудоемкости обработки ре-
занием гравюры кокиля. Такой ме-
тод формообразования пригоден для
получения литых заготовок кокилей
из чугунов, сталей и цветных сплавов.
Термическая обработ-
к а. Эта технологическая операция
является обязательной при получении
заготовок кокилей из стали и чугуна
с шаровидным графитом, так как
связана с изменением литой струк-
туры. При ее проведении необходимо
строго соблюдать заданный режим.
Термическую обработку проводят
также для снятия остаточных техно-
логических (литейных, сварочных и
т. п.) напряжений, которые при пер-
вых заливках могут вызвать разрыв
рабочей стенки (трещины первого рода)
или коробление формы вследствие ре-
лаксации.
Сталь 15Л (см. табл. 10) подвергают
нагреву • до 920—1030 °C, выдержке
в течение 3—4 ч, охлаждению на воз-
духе, отпуску при 550—600 °C в те-
чение 2—3 ч. После указанной вы-
держки отливки охлаждают в печи
до 250 °C и далее на воздухе. Меха-
нические свойства отливок: ов >
> 400 МПа, КС > 7 Дж/сма и б >
> 24%.
Сталь 15ХМЛ загружают в печь при
температуре не выше 300 °C. Затем
подвергают нагреву до 650—670 °C
в течение 7—10 ч, выдержке в течение
2 ч, дальнейшему нагреву со скоростью
не более 100 °С/ч до 880—900 °C, вы-
держке в течение 2 ч, охлаждению на
воздухе до 450 °C, посадке в печь при
этой же температуре, нагреву до 620—
650 °C, выдержке в течение 8—10 ч,
охлаждению с печью до 300 °C и да-
лее на воздухе. Механические свой-
ства отливок после термообработки:
от > 250 МПа; ов > 450 МПа; 6 >
>18%; КС >5 Дж/см2; ф > 30% .
Термическая обработка кокилей со
стальными рабочими стенками. при
жидкостном охлаждении должна про-
водиться после приварки к стенкам
коробок охлаждения.
Особые приемы изго-
товления рабочих сте-
нок кокилей связаны с раз-
личными способами их упрочнения.
Повышение стойкости кокилей до-
стигается с помощью поверхностного
легирования литой заготовки. В ка-
честве легирующих элементов ис-
пользуют алюминий, кремний, никель
и др.
Для поверхностного упрочнения мо-
жет быть использовано напыление
плазменными горелками. Лучшие ре-
зультаты показывает напыление мо-
либдена слоем толщиной 30—70 мкм.
Такое покрытие в 2—7 раз повышает
стойкость кокиля, предупреждает сма-
чивание алюминием рабочей поверх-
ности формы из чугуна или стали и
улучшает качество поверхности от-
ливки.
К перспективным процессам изго-
товления литых заготовок стальных
кокилей относится электр ош лаковое
литье. Этим способом получают плот-
ные изотропные заготовки с повышен-
ной ударной вязкостью при высоких
температурах, что является основным
фактором стойкости стальных кокилей.
С применением особых приемов из-
готовляют и металлические стержни
и вставки. Небольшие их габаритные
размеры позволяют расширить воз-
можность выбора материалов и спо-
собов изготовления. В частности, для
102
литьв в кокиль
изготовления таких элементов при-
меняют инструментальные стали.
Эксплуатация кокилей. Терми-
ческий режим. В аналитиче-
ские формулы, описывающие условия
охлаждения и, следовательно, усло-
вия формирования свойств отливки,
входит начальная температура кокиля
Т8Н. Поэтому необходимо проводить
литье в таком режиме, при котором
обеспечивается рекомендуемое зна-
чение Т8Н. Температура Т8Н зависит
от многих факторов и, прежде всего,
от природы сплава.
С увеличением уменьшаются
остаточные напряжения в кокилях из
упругопластичных материалов. При пе-
регреве кокиля интенсифицируются
многие процессы (обезуглероживание,
коррозия, насыщение серой, рост и
др.), приводящие кокиль к разруше-
нию. Следовательно, начальная тем-
пература формы является важным
фактором ее стойкости.
Нарушение темпа заливки как в сто-
рону уменьшения, так и увеличения
приводит к снижению стойкости ко-
килей. При двусменной эксплуатации
стойкость кокилей выше, чем при одно-
сменной.
Необходимо также подогревать ко-
киль перед первой (после длительного
перерыва) заливкой и в целях «утеп-
ления» кокилей при литье тонкостен-
ных деталей.
Выбор параметров систем охлажде-
ния (нагрева) кокилей может быть осу-
ществлен с помощью расчетного аппа-
рата и в особых случаях на базе спе-
циальных работ по литейной тепло-
физике.
Нагрев кокилей при вводе в работу
необходимо вести медленно. Следует
избегать нагрева заливаемым металлом.
Если же такой нагрев оказывается
единственно возможным, то рабочую
полость кокиля перед заливкой ме-
талла надо обмазать смесью машинного
масла и графита. Особенно отрица-
тельно сказывается на стойкости фор-
мы заливка в холодный неокрашенный
кокиль.
Нанесение покрытия.
Теплозащитные покрытия следует свое-
временно наносить, а при необходи-
мости — восстанавливать. Часто
процесс нанесения разовых покрытий
автоматизирован. Важным моментом
эксплуатации кокиля является очистка
его рабочей поверхности от изношен-
ного покрытия (разового и многоразо-
вого использования).
На стойкость покрытий заметно вли-
яют шлаки. Быстрое разрушение на-
блюдается при рафинировании чугуна
криолитом. Поэтому перед заливкой
необходимо тщательно снимать с ков-
ша шлак.
Ремонт кокилей. Система
организации ремонта кокилей зависит
от их сложности и условий производ-
ства. Ее следует разрабатывать при-
менительно к конкретным условиям,
но всегда необходимо предусматри-
вать планово-предупредительный ре-
монт.
Мелкие трещины или небольшие пов-
реждения рабочих стенок можно ре-
монтировать с помощью пасты, со-
держащей, % (мае. доля): пылевид-
ного кварца 60; огнеупорной глины
30; жидкого стекла 9,5; марганцово-
кислого калия 0,5; воды до плотности
пасты 1,42—1,50 г/см3.
Наиболее доступные способы ре-
монта кокилей — заварка дефектов и
наплавка. Чаще всего ремонту под-
вергают стальные кокили; процесс
их ремонта сваркой прост, требуется
лишь тщательная подготовка мест за-
варки. С помощью наплавки стальным
рабочим стенкам кокилей можно при-
давать особые свойства.
Ремонт чугунных кокилей сваркой
(кроме сварки в нагретом состоянии)
не обеспечивает получения однород-
ного по структуре и свойствам слоя
наплавленного металла. Между тем
обеспечение в шве чугуна однородной
структуры без отбела и с оптимальными
свойствами является обязательным ус-
ловием, так как наплавленный металл
в них не только должен подвергаться
последующей обработке резанием, ио
и обладать свойством чугунных ко-
килей.
Одним из перспективных способов
получения высококачественного свар-
ного соединения для ремонта кокилей
является электродуговая сварка чу-
гунными электродами со специальной
титанографитокремнистой обмазкой с
подогревом до 300—400 °C.
Специальные виды кокилей
103
Наплавленный металл, содержащий
0,8% Ti (15% ферротитана в покры-
тии), обладает практически вдвое боль-
шей термической выносливостью, чем
основной металл, имеет мелкозерни-
стую, плотную перлитную структуру
и легко обрабатывается обычным ре-
жущим инструментом. Перед восста-
новлением отработавших кокилей с по-
верхности дефектных мест следует сни-
мать окисленный слой металла.
4. Специальные виды кокилей
Теоретические основы. Кокили спе-
циальных видов находят применение
для производства в основном осо-
бых отливок в условиях мелкосерий-
ного производства, а такая их разно-
видность, как двухслойные кокили —
и при массовом производстве. В кон-
струкции специальных кокилей ис-
пользована идея разделения стенки
формы на элементы (сформулирована
А. И. Вейником).
Напряжения и дефор-
мации при расчленении
стенки кокиля. Термические
напряжения в нагреваемом теле яв-
ляются следствием нереализованной
термической деформации. Ограниче-
ния на термическую деформацию во-
локон рабочей поверхности кокиля
накладывают менее нагретые участ-
ки, находящиеся вне рабочей зоны
формы (обрамление, коробка жид-
костного охлаждения и т. п.), скреп-
ляющие форму устройства (зажимы,
кокильная машина) и менее нагретые
слои рабочей стенки.
Сложность напряженного состоя-
ния рабочей части кокиля предопре-
деляет различные способы ее раз-
грузки. Один из способов состоит,
например, в раскреплении разъемных
кокилей сразу же после окончания
заливки. Однако радикальное ре-
шение дает расчленение рабочей стен-
ки — поперечное, продольное и ком-
бинированное.
При поперечном расчленении тем-
пературное поле по всем направлениям
вдоль стенки кокиля становится более
однородным. Следовательно, каждый
элемент площадью Гг- испытывает мень-
шее ограничение термической дефор-
мации со стороны соседних частей
формы. Кооме того, вследствие об-
разования зазоров между элементами
термическая деформация вдоль стенки
свободна. Поэтому чем меньше F/,
тем больше разгрузка. В предельном
случае термическое напряжение при
поперечном расчленении пропорцио-
нально только градиенту температур
по толщине стенки кокиля.
При продольном расчленении стенки
разобщаются более и менее нагретые
слои. Следовательно, в рассматривае-
мом случае уменьшаются температур-
ные напряжения, связанные с темпе-
ратурным градиентом. Кроме того,
в некоторых кокилях снимаются огра-
ничения с температурных деформаций
вдоль стенки, например в цилиндри-
ческих кокилях с вставным вклады-
шем, который имеет, по крайней мере,
один свободный торец.
Наиболее полную разгрузку эле-
мента стенки кокиля можно осущест-
вить при поперечном и продольном
ее расчленениях, т. е. при комбини-
рованном расчленении. В этом случае
теоретически кокиль должен обладать
бесконечно большой стойкостью. Од-
нако на стойкость кокиля оказывают
влияние коррозия, структурные изме-
нения, эрозия и другие процессы,
причем многие из них интенсифици-
руются с расчленением стенки ко-
киля. Тем не менее суммарный эффект—
в пользу расчленения.
Расчленение позволяет также умень-
шить коробление кокиля.
Податливость. Если вы-
полняется условие L < Х3, где L —
длина или ширина рабочей стенки
(элемента), то элементы, применяемые
при изготовлении кокилей, никогда не
могут быть идеально прямыми и глад-
кими. Поэтому в пакете они всегда
несколько пружинят и, в зависимо-
сти от силы зажатия пакета, распола-
гают большей или меньшей возмож-
ностью деформироваться.
Г азопроницаемость ко-
киля с рабочей стенкой из элементов,
разобщенных в поперечном направ-
лении, достаточно высокая. Необ-
ходимую газопроницаемость стенки оп-
ределяют на основании положений,
изложенных на с. 90—92.
Кокили из нормализованных элемен-
тов и игольчатые кокили. При расчле-
104
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
Рис. 19. Пресс-форма для гидростати-
ческого прессования:
1 — эластичная оболочка; 2 и 3 — ме-
таллический порошок; 4 — модель; 5 —
модельная плита
нении стенки кокиля на части следует
их сделать универсальными и нормали-
зованными. Такие части (элементы)
могут иметь в сечении квадрат, пря-
моугольник, треугольник, шестиуголь-
ник, круг и т. д. При поперечном
расчленении необходимо выбрать раз-
меры отдельных частей, способ их
крепления и т. д.
Кокиль, изготовленный из эле-
ментов в виде отрезков проволоки
небольшого диаметра, называют
игольчатым.
Упругие деформации отдельных про-
волочек суммируются. Податливость
кокиля при этом такова, что удается
отлить в нем детали с затрудненной
усадкой. Газопроницаемость иголь-
чатого кокиля является следствием
продольных каналов между проволоч-
ками.
Опыт показывает, что для венти-
ляции кокилей целесообразно исполь-
зовать игольчатые вставки диаметром
15—20 мм с иголками диаметром 1—
3 мм, длиной 35—50 мм. Более длин-
ные иголки трудно запрессовывать
в отверстие кокиля — они гнутся.
В этих случаях целесообразно приме-
нять специальные гильзы, в которые
предварительно набивают иголки.
Гильзы могут быть разрезными.
Кокили, изготовленные методами по-
рошковой металлургии, относятся к ко-
килям, в конструкции которых наи-
более полно воплощается идея раз-
деления на элементы. Их изготовле-
ние состоит в прямом или гидростати-
ческом прессовании металлического
порошка в пресс-формах с последую-
щим спеканием прессовок.
Прямым прессованием получают ко-
кили с несложной конфигурацией ли-
тейной полости. Большое значение
в этом случае имеет тщательное изго-
товление матриц пресс-форм и пуан-
сонов.
При усложнении конфигурации ра-
бочих полостей кокилей, увеличении
вертикального габаритного размера по
сравнению с горизонтальным и при
наличии в кокиле раз ноете нности воз-
никает неравномерное уплотнение по-
рошка в объеме прессуемого изделия,
что приводит к расслоению, обнаружи-
ваемому в прессовках сразу после из-
влечения их из пресс-форм, или про-
исходит неравномерная усадка прес-
совок во время спекания. Поэтому
рекомендуется использовать метод
гидростатического прессования
(рис. 19), так как одним из основных
его достоинств является равномерное
распределение плотности по объему
изделия.
Этим методом изготовляют много-
слойные кокили и тем самым диффе-
ренцированно регулируют их тепло-
физические и механические свойства.
Для повышения сопротивления термо-
механической усталости порошковых
материалов можно применять арми-
рование — введение в матрицу из же-
лезного порошка ПЖ2М отрезков мо-
либденовой проволоки .
Свойства. На рис. 20 показаны
кривые изменения окалиностойкости
спеченного железного порошка, про-
питанного различными материалами.
На этом же рисунке для сравнения
приведены данные для стали 20 и
обычного серого чугуна. Окалиностой-
кость полученных материалов зна-
чительно выше, особенно в пропитан-
ном состоянии [4].
Испытанием образцов при давлении
10-10s Па в диапазоне температур
200—750 °C установлено, что предел
сопротивления термомеханической ус-
талости железоборидных материалов
(ЖБМ), армированных молибденовой
проволокой (АЖБМ), в несколько раз
Кокильные покрытия
105
выше, чем аналогичная характеристи-
ка ЖБМ.
Газопроницаемость порошковых ма-
териалов, применяемых для изготов-
ления рабочих стенок кокилей, дает
возможность использовать вдув воз-
духа в форму как способ интенсифика-
ции процессов литья и управления их
термическими режимами.
Составные коки ли. В составных ко-
килях рабочую стенку выполняют из
нескольких достаточно крупных эле-
ментов. Составные коки л и могут
быть получены при поперечном или
продольном расчленении рабочей
стенки. Такие формы применяют в
основном при жидкостном охлажде-
нии.
Широкое применение нашли двух-
слойные кокили, т. е. кокили с про-
дольным членением рабочей стенки.
В этом случае рабочая стенка пред-
ставляет собой сменный вкладыш, ко-
торый вставляют в водоохлаждаемый
корпус либо приставляют к нему [4].
Интенсивность охлаждения вклады-
ша занимает промежуточное положе-
ние между интенсивностью естествен-
ного воздушного охлаждения и ин-
тенсивностью прямого водяного ох-
лаждения. Поэтому двухслойный ко-
киль допускает повышенную частоту
заливок по сравнению с формой при
воздушном охлаждении, но менее скло-
нен к переохлаждению, чем при водя-
ном охлаждении, что является преи-
муществом при производстве тонко-
стенных отливок.
В цилиндрическом двухслойном ко-
киле осуществляется саморегулиро-
вание начальной температуры вкла-
дыша. Эта температура зависит от
величины зазора между вкладышем и
корпусом. При перегреве вследствие
теплового расширения вкладыша за-
зор уменьшается и интенсивность теп-
лообмена возрастает, а при переохла-
ждении интенсивность теплообмена
уменьшается.
В случае перегрева рабочей стенки
двухслойного водоохлаждаемого ко-
киля рекомендуется зазор между стен-
кой и коробкой охлаждения заполнять
смесью машинного масла и графита или
Другим материалом с повышенной теп-
лопроводностью.
Рис. 20. Кривые изменения окалино-
стой кости (массы) при температуре
700 °C:
/ чугуна с пластинчатым графитом;
2 — стали 20; 3 — Fe -f- Fe с 4 % TiB2;
4 — Fe + Fe c 3,8% B; 5 — чугуна с ша-
ровидным графитом; 6 — Fe -f- Fe с 10%
NbB2; 7 — Fe + Fe c 5% CrB2; 8 — Fe
c 5% NbB2 и 3% CrB2
Двухслойные кокили имеют следу-
ющие преимущества: они безопасны
(вода не может проникнуть в рабочую
полость) и уменьшаются затраты на
их эксплуатацию (замене подлежит
только вкладыш).
К составным относятся такие ко-
кили, в которых наиболее нагружен-
ные участки оформляются сменными
вставками. С помощью вставок усло-
вия работы многоместного кокиля сво-
дятся к условиям работы одномест-
ного. Для тонкостенных отливок тыль-
ную сторону вставки теплоизолируют,
а для толстостенных — покрывают вы-
сокотеплопроводным составом.
5. Кокильные покрытия
Назначение и классификация покры-
тий. Назначение покрытий кокилей
многообразно. С помощью покрытий
управляют условиями охлаждения (за-
твердевания) отливки, предохраняют
рабочую стенку кокиля от термиче-
ского удара и эрозионного воздействия,
создают в форме определенную газо-
вую атмосферу, повышают смачивае-
мость поверхности кокиля расплавом,
обеспечивают в некоторых случаях
поверхностное модифицирование в
106
ЛИТЬЕ в кокиль
легирование отливки, изменяют газо-
проницаемость вент, воздействуют на
силу трения между отливкой и коки-
лем. Однако основное назначение пок-
рытий кокилей — управление тепло-
обменом между отливкой и формой.
Применяют покрытия различной дол-
говечности. В связи с этим их целесо-
образно условно подразделить на три
подгруппы — разовые, многоразовые
и постоянные. Постоянными называют
покрытия, долговечность которых со-
измерима с межремонтным сроком
формы. К таким покрытиям относя-
тся, например, покрытия, напыленные
пламенным или плазменным способом,
полученные методами электрохимиче-
ской или химико-термической обра-
ботки и др.
Кокильные покрытия могут иметь
слоистое строение. Наиболее часто
используют сочетание полупостоянного
или постоянного подслоя с разовой
краской.
Покрытия должны обладать опре-
деленными термофизическими, тер-
момех аническими, термохимическими
и технологическими свойствами. Про-
стота нанесения (восстановления) и
долговечность являются важнейшими
характеристиками покрытий.
Термофизические свойства. Способ-
ность проводить теплоту является важ-
нейшим термофизическим свойством
кокильного покрытия.
Расчетные зависимо-
сти. Покрытия кокилей являются
гетерогенными системами различной
структуры. Перенос теплоты через
такие покрытия осуществляется тепло-
проводностью, радиацией и конвекцией
(естественной и вынужденной). Этот
процесс в ряде случаев осложняется
термическими эффектами и массопере-
носом вследствие фазовых и химиче-
ских превращений. Поэтому теплопро-
водность покрытия X представляет
собой эффективную характеристику
способности проводить теплоту.
Теплопроводность является струк-
турно-чувствительным свойством. Для
покрытий кокилей характерны три
структуры: с вкраплениями, с взаи-
мопроникающими компонентами и
комбинированные. Примером струк-
туры с вкраплениями могут служить
покрытия с зернистыми наполните-
лями. Минеральный наполнитель в та-
ких покрытиях находится в виде почти
неконтактирующих включений. Струк-
туру из взаимопроникающих компонен-
тов имеют покрытия с волокнистым
наполнителем. Очень распространены
комбинированные системы: матрица
структуры с вкраплениями, которая
представляет собой композицию из
континуальных фаз — порового про-
странства и связующего материала.
Для расчета теплопроводности тела
с вкраплениями одного качества
В. И. Оделевским предложена формула
X ==: х
XL1 J’
(16)
где vM = и %м — теплопровод-
ность соответственно вкрапления и
матрицы; П1 — объемная концентра-
ция твердой фазы (вкрапления); для
покрытий
7?! = *1р/р1,
(где kr — удельное содержание твердой
фазы; р и pi — плотность соответ-
ственно покрытия и твердой фазы).
Анализ показывает, что основные
структурные составляющие пористых
покрытий кокилей имеют значения
различающиеся на два-три порядка*
Следовательно, входящий в формулу
(16) параметр vM > 1. В этом случае
формула (16) упрощается:
% —
117)
где Пм — относительный объем мат-
рицы.
В подавляющем большинстве разо-
вых и полупостоянных покрытий в ро-
ли матрицы выступает поровое про-
странство, т. е. Z7M ~ Пу, где Пу —
пористость. С учетом этого положения
из формулы (17) можно сделать вывод,
что перенос теплоты в рассматривае-
мых покрытиях определяется пори-
стостью и теплопереносом в порах.
Таким образом, теплоизоляционные
свойства кокильных покрытий зависят
от их структуры не в меньшей степени,
чем от состава.
Кокильные покрытия
107
11. Теплопроводность кокильных покрытий,
определенная методом заливки,
в зависимости от их состава
Номер покрытия Содержание, % (мае. доля) Вт/(м.°С)
мела тонкого помола коллоидального графита маршаллита прокаленного талька огнеупорной глины древесных мел- ких опилок марганцово-ки- слого калия пектинового клея оглаилинского бентонита мылонафта жидкого стекла воды
1 * *Х 0,5
2 *а •— 53,4 — 3 3,4 0,2 40 0,465
3 — —— 20 15 — — — 2,5 62,5 0,245
4 12,4 1,7 3,3 82,6 0,175
5 — 32 6,15 1,2 0,15 — —- 10,5 50 0,163
6 20 3 77 0,120
*х Анодная пленка на кокиле из сплава АЛ9.
*2 Паста ГБ.
Величина Хм, в свою очередь, явля-
ется эффективной характеристикой:
= 1Л + ^МЛ + (18)
где Хл, Чгл иХк — лучистая, молеку-
лярная и конвективная составляющие
теплопроводности матрицы.
Анализ экспериментальных данных
с помощью формул (17) и (18) показы-
вает, что в обычных условиях литья
теплоперенос в поровом пространстве
осуществляется в основном лучеиспу-
сканием и истинной теплопроводно-
стью, а роль конвективного теплопер е-
носа пренебрежимо мала. Из формул
(17) и (18) следует, что свойства пок-
рытий зависят от пористости и состава
газообразных продуктов, находящихся
в порах (коэффициенты излучения этих
газов обычно различаются между собой
не очень сильно). Так, увеличение по-
ристости с 0,3 до 0,4 (т. е. на 33%)
повышает X на 45 %, а замена азота
в поровом пространстве на водород
приводит к росту Хмл почти на по-
рядок.
Э к с п е р и м витальные
Данные. Теплопроводность тонко-
слойных покрытий (табл. 11 и 12)
определяют методами заливки, намора-
живания и погружения (разработаны
А. И. Вейником).
С повышением температуры тепло-
проводность газопламенных и плаз-
менных покрытий увеличивается, а
при температуре 1000 °C теплопровод-
ность покрытий из оксида алюминия
достигает уровня теплопроводности на-
иболее теплопроводных разовых и
многоразовых составов.
Термохимические свойства. Термо-
механическими свойствами покрытий
называют их способность выдержи-
вать нагрузку в условиях нагревания.
Характеристики этих свойств не стан-
дартизованы и относятся, по существу,
к технологическим показателям.
Термомеханические свойства опре-
деляют стабильность свойств и эф-
фективность покрытий при эксплуата-
ции — способность сопротивляться
растрескиванию, отслоению от поверх-
ности кокиля, а также размыву рас-
плавом. Перечисленные свойства опре-
деляют качество отливки и долговеч-
ность кокиля.
Эрозия покрытия. Раз-
рушение покрытия под действием рас-
плава снижает теплозащитные свой-
ства покрытия и приводит к дефектам
108
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
12. Теплопроводность кокильных покрытий,
определенная методом погружения в жидкий чугун,
в зависимости от их состава
Номер покрытия Содержание, % (мае. доля) и о S 'W н CQ
прокаленного талька маршаллита молотого ша- мота огнеупорной глины каолина черного графита молотого фер- росилиция жидкого стекла воды
1 2 3 4 5 25 !>—— 10 25 35 20 X 25 30 5 20 12 35 35 5 5 15 18 70 100 100 До густоты пасты До плотности 1800 кг/м8 0,287 0,418 0,336 0,535 0,379
2 —
в отливках: засорам, наплывам, ше-
роховатости и т. д. Отрыв частичек
с поверхности формы происходит в том
случае, когда скоростной напор рас-
плава становится равным пределу проч-
ности покрытия в тонком поверхно-
стном слое или больше этого предела.
Параметр гидродинамического уноса
вещества с поверхности формы
Р1“2
Зависимость прочности покрытий от
температуры сильно осложняет анализ
эрозионной стойкости покрытия: при
снижении скорости заливки умень-
шается скоростной напор, но повыша-
ется температура нагрева рабочей по-
верхности формы и, следовательно,
падйет прочность.
Прочность покрытия.
Для определения прочности покрытия
на срез (оср) и отрыв (оОТр), а также
для оценки работы адгезии покрытия
к кокилю используют различные при-
боры.
Прочность покрытий зависит от со-
держания связующих материалов и
активизирующих добавок (рис. 21 и 22).
Наполнители (шамот, пылевидный
кварц, тальк и асбест) избирательно
сочетаются с неорганическими связу-
ющими (жидким стеклом, бурой и
борной кислотой) (см. рис. 21). Такие
добавки, как марганцово-кислый ка-
лий, бура и борная кислота, могут
существенно повысить прочность сцеп-
ления краски с кокилем (см. рис. 22).
Зависимости имеют экстремальный ха-
рактер. Концентрация добавки, при
которой оср имеет максимум, зависит
от типа добавки. \
Исследования показали (А. А. Ти-
мофеева), что работа адгезии покры-
тия, содержащего маршаллит, воду
и постоянное количество жидкого
стекла [6% (мае. доля)], снижается
по мере повышения концентрации на4
полнителя. Глина отрицательно влияет
на прочность сцепления покрытий на
основе маршаллита, асбеста и их
комбинаций. По прочности сцепления
чисто глинистое покрытие уступает
краске на основе маршаллита (при
одинаковой концентрации жидкого
стекла). Отмечается, что существует
оптимальная по величине адгезии кон-
центрация такой добавки, как КМпО*.
Химические свойства покрытий. Од-
ним из химических свойств является
газотворная способность покрытия, ко-
торая характеризует химическую теп-
лостойкость материала. Высокая га-
зотворная способность недопустима,
если кокиль имеет глубокие, трудно
вентилируемые полости, так как вы-
Кокильные покрытия
109
Жидкое стекло ,7О
Борная кислота, %
Рис. 21. Прочность’при срезе оср кокильных покрытий с различным содержа
нием связующих.
Покрытия: I «в шамот; 2 — пылевидный кварц; 3 и» тальк; 4 асбест
деляющиеся газы могут препятство-
вать заполнению формы и вызывать
в отливках газовые раковины. При
определенном соотношении скоростей
заливки и выделения газов из компо-
нентов покрытия, а также при рацио-
нально организованной системе вен-
тиляции формы дефекты в отливках
не образуются. В таких случаях повы-
шенная газотворная способность от-
носится к положительным свойствам
покрытий.
Газотворную способность исполь-
зуют для создания в кокилях восста-
новительной атмосферы и предохра-
нения поверхности отливок от не-
металлических включений (напри-
мер, при литье стальных и медных
заготовок) (8]. В этом случае при
соприкосновении расплава с покрыти-
ем кокиля происходит кипение ме-
талла у поверхности формы, благода-
ря чему оксидные пленки и включения,
плавающие на зеркале расплава, не
О 0,2 0,40,6 0,8
Мареанцобо - кислый
калий., %
0,2 0,4 0,6 0,8
Борная
кислота, %
0,2 0,4 0,6 0,8
Кремнефтористый
натрий, 7о
Рис. 22. Влияние активизаторов на прочность сцепления покрытий (красок)
с поверхностью кокиля:
. / -* шамотная краска; 2 —< на пылевидном кварце; 3 — тальковая; 4 — асбестовая;
намерения прочности проведены на покрытиях, содержащих, % (мае. доля): наполни-
теля 25; воды 75; жидкого стекла 7 (р = 1500 кг/м*, модуль 2,6) (сверх 100%)
112
ЛИТЬЕ в кокиль
15. Покрытия кокилей для литья алюминиевых сплавов
Номер по- крытия Состав, % (мае. доля) Темпера- тура кокиля, °C Область применения; способ нанесения покрытия
1 Высоковоспламеняющееся ма- сло 500 г Керосин 200 г Канифоль 30 г Алюминиевый порошок 10 г 60—200 Наносятся пульверизатором
2 Огнеупорный порошок (оксид алюминия, хромитовая мука,, графит и др.) 30—60 Натриевый метаалюминат 1—18 Вода 30—60 Суспензатор (камедь или поли- сахарит) 0,1—1,0 150—250
3 Цинковые белила сухие 15 Асбестовая пудра 5 Жидкое стекло 3 Вода 77 150—200 Для рабочих поверхностей
4 Асбестовый порошок 8,7 Мел 17,5 Жидкое стекло 3,5 Вода 70,3 150—200 Для литников
5 Асбестовый лист 100 Жидкое стекло (для склеива- ния) 20—50 Для облицовки прибыльной части кокиля
6 Тальк 30 Жидкое стекло 16 Вода 54 250—300 Как первый слой покрытия или для поверхностей, не соприкасающихся с жидким металлом (например, пла- стины в пакетах податли- вых элементов)
7 Цинковые сухие белила 15 Жидкое стекло 2 Вода 83 — Для заливочных приспособ- лений; наносятся окунанием
8 Окись железа Fe2O8 25—30 Вода 75—70 Сушка 170—200 Наносятся окунанием
Кокильные покрытия
118
16. Составы покрытий кокилей для литья магниевых сплавов
Номер покры- тия Состав, % (мае. доля) Примечание
пирофилли- та прокален- ного асбеста —i борной ки- слоты мела оксида магния оксида цин- ка талька жидкого стекла воды
1 13,5— 15,0 — 5,8— 6,0 — 4,5— 5,0 1,8— 2,0 ♦
2 — 4,0 — 15,0 — — 3,8 78 Для отливок
3 — — 3,0 —- —— 15,0 —- 3,0 79 сложной кон-
4 ь — — 2,5 — — — 18,0 2,5 77 фигурации
5 1 11 “ — 2,0 5,0 — — 5,0 2,0 86 Для простых отливок
6 1 ' « 15,0 4,0 10,0 — — U—— 3,0 68 Для утепления литников и прибылей
7 J 6,0 2,5 — 1 5,0 2,0 84,5 Для окраски литников и выпоров
* До плотности 1,12—1,22 г/см8.
мых высокотемпературным напыле-
нием, сводятся к следующему. Для
стабилизации тетрагональной разно-
видности ZrOa необходимо применять
оксиды щелочно-земельных металлов.
На кристаллическую разновидность
ZrO2 стабилизирующее действие ока-
зывает Na2O, содержащийся в жидком
стекле.
Поэтому для нанесения покры-
тия могут быть использованы стержни,
состоящие из 75% ZrO2 в порошке
и 25% жидкого стекла. Однако при
стержневом напылении шероховатость
поверхности выше, чем шероховатость
поверхности при порошковом напы-
лении.
В процессе работы шероховатость
поверхности почти не изменяется.
Долговечность покрытия снижа-
ется по мере увеличения его толщины.
Покрытия из ZrO2, наносимые на
нихромовый подслой, более долго-
вечны, чем покрытия из А12О8. Тепло-
защитные свойства первого покрытия
заметно выше, чем второго.
Для плазменного напыления кокилей
применяют порошки А12О8 и ZrO2,
стабилизированные СаО. Подслой из
алюминида никеля получают напыле-
нием никельалюминиевого порошка из
20% А1 и 80% (Ni + Р) с 1,2—
1,8% Р. В напыленном слое между
А1 и Ni возникает реакция, приводя-
щая к образованию интерметаллида
NiAl. Это соединение имеет большую
плотность и прочно связывается с ос-
новным металлом, увеличивает проч-
ность сцепления керамических покры-
тий, повышает их термостойкость,
защищая основной металл от образо-
вания окалины. Толщина подслоя дол-
жна составлять примерно 0,2 мм.
Долговечность покрытия из оксидов
снижается, если его толщина превыша-
ет 0,5—0,6 мм.
Аноди р о в а ние алюми-
ниевых кокилей является
необходимым условием применения
алюминиевых кокилей при изготовле-
нии отливок из черных и цветных спла-
вов. Температура на внутренней по-
114
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
верхности алюминиевого кокиля Тзп
ие должна превышать 330—380 °C,
в противном случае кокиль подпла-
вится и выйдет из строя»
Одним из путей снижения Тзп в
алюминиевом кокиле является созда-
ние на его рабочей поверхности ано-
дированного слоя, представляющего
собой постоянное покрытие, органиче-
ски связанное с материалом кокиля.
Анодированный слой обладает вы-
сокой температурой плавления
(2050 °C), большой твердостью и малой
теплопроводностью (см, табл. 11).
6. Особенности литья
различных сплавов
Для литья в кокили могут быть ис-
пользованы любые цветные и черные
сплавы.
Из цветных сплавов чаще всего ис-
пользуют сплавы на основе алюминия,
магния и меди, из черных сплавов —
чугуны с пластинчатым и шаровидным
графитами. Менее часто применяют
чугуны с вермикулярным и хлопье-
видным графитом (ковкий чугун). В ко-
килях изготовляют также отливки из
углеродистых и легированных сталей.
Массы таких отливок могут достигать
десятков тонн. Большим разнообра-
зием характеризуются сплавы на не-
железной основе, применяемые при
литье в кокили.
Сплавы на основе железа. Пример-
ные составы чугунов для литья в ко-
кили приведены в табл. 17. Металл
выплавляют в различных плавильных
агрегатах. С целью предупреждения
в отливках из чугуна с пластинчатым
графитом .отбела и уменьшения склон-
ности к трещинам увеличивают со-
держание углерода и чаще всего со-
держание кремния. Однако при Si >
> 2,5% и большой скорости затвер-
девания в чугуне обнаруживается си-
ликокарбидная фаза, а при Si > 3,2%
заметно падает жидкотекучесть ме-
талла.
Существенное влияние на преду-
преждение отбела и повышение тре-
щиноустойчивости чугунных отливок
оказывает графитизирующее модифи-
цирование. Кроме модификаторов, ука-
занных в табл. 17, при литье чугуна
с пластинчатым графитом применяют
силикобарий, силикокальций и гра-
фит. При высоком содержании угле-
рода рекомендуется ферроцерий; дру-
гие модификаторы в указанном случае
приводят к образованию графитовой
спели. Модификаторы при получении
отливок с пластинчатым графитом вво-
дят в количестве 0,4—0,8% .
Для получения в кокильных отлив-
ках из чугуна с пластинчатым графи-
том перлитной структуры проводят их
специальное модифицирование и ле-
гирование. Присадка в чугун сурьмы
и олова обеспечивает получение пер-
литной структуры по всему сечению
отливки. Для предупреждения образо-
вания ферритографитной эвтектики
присаживают до 0,05—0,1% Sb или
до 0,15% Sn. При этом не образуется
междендритное строение графита. В
качестве перлитизатора эффективна
комплексная присадка, содержащая
олово и ферроцерий.
Остаточное содержание магния для
образования в чугуне шаровидного
графита должно находиться в пределах
0,04—0,07% (см. табл. 17). При на-
личии в чугуне демодификаторов (Ti,
Pb, Sb и др.) в металл, кроме Mg,
вводят 0,01—0,05 Се. После сферо-
идизирующего модифицирования при
получении чугунных отливок в ко-
килях проводят, как правило, графи-
тизирующее вторичное модифици-
рование.
Концентрацию Si в чугуне с шаро-
видным графитом выбирают в зависи-
мости от толщины стенки отливки и
требуемой структуры металлической
основы. Однако при содержании Si >
> 3,0—3,5% происходит резкое сни-
жение относительного удлинения и
ударной вязкости чугуна.
Повышение содержания Мп при-
водит к увеличению в структуре ко-
личества перлита; для ферритных чу-
гунов Мп < 0,6% . Содержание серы
в чугуне с шаровидным графитом
должно быть минимально возмож-
ным.
При увеличенном содержании в чу-
гуне S увеличивается расход модифи-
каторов. Присутствие карбидообра-
зующих элементов в рассматриваемом
чугуне нежелательно, а в количестве
более 0,15% недопустимо.
17. Примерные составы чугунов
Отливки С Содержание, % (мае. доля) S Модификатор, % (мае. доля)
Si Мп Р
Чугун с пластинчатым графитом
Тонкостенные ребристые, отжи- гаемые на феррит 3,6- -3,7 2,1—2,3 0,4-0,5 До 0,1 До 0,05 Коксик 0,1 (добавляют в плавильную печь перед выдачей металла), ФЦМ-5 0,05 (добавляют в разливочный ковш)
Тонкостенные арматурные не- ответственного назначения (без отбела) 3,2- -3,8 сч со (N До 0,8 0,4-0,6 До 0,1
Машиностроительные (без от- 3,5- 3,7 2,5—2,7 0,5—0,9 До 0,6 До 0,12 —-•
бела) 3,5- 3,7 2,0—2,2 0,5—0,9 До 0,6 До 0,12 А1 0,2%
3,2— 3,4 2,0—2,2 0,5— 0,9 До 0,6 До 0,12 А1 0,2%, ФС75 0,3%
Чугун с шаровидным графитом
Машиностроительные общего 3,2—3,5 2,5—2,8 0,6—0,9 До 0,12 До 0,03 ММ1 или ММ2 0,15—0,30, ФС75
назначения 0,3—0,8, магнийсодержащие лигату-
ры до заданного остаточного содер-
жания Mg, ФС75 0,3—0,8
Чугун с вермикулярным графитом
Машиностроительные, работа- 3,5- -3,6 2,4- -2,6 0,6—0,8 До 0,06 До 0,03 Ni—Mg — лигатура до остаточного
ющие преимущественно в усло- виях теплосмен Чугун с хлопъевид! 1ым графи том Mg <0,015, лигатуры, содержащие РЗМ до остаточного содержания 0,1 — 0,15
Арматурные и машинострои- тельные равностенные с плав- ными переходами стенок 2,0—3,1 1,0- -1,8 0,4—0,8 До 0,07 До 0,18
Особенности литья различных сплавов
lie
ЛИТЬБ в кокиль
*
Для получения в чугуне вермику-
лярного графита используют обработку
жидкого чугуна Mg (чистым или в виде
лигатуры, например, никель-магние-
вой); остаточное содержание Mg при
этом должно быть не более 0,015%.
Применяют также комбинированную
обработку расплава магнием и тита-
ном. Однако наиболее перспективным
способом получения чугуна с верми-
кулярным графитом является обра-
ботка расплава РЗМ (Се, Y и др.)
из расчета получения его остаточного
содержания в пределах 0,10—0,15%,
в том числе 0,02—0,06% Се. После
обработки чугуна лигатурой необхо-
димо вторичное его модифицирование
графитизирующими присадками, на-
пример ФС75 в количестве 0,3—
0,8%.
Литье в кокиль чугуна с хлопье-
видным графитом (ковкого чугуна)
имеет ряд преимуществ. Обязатель-
ным условием изготовления отливок
из такого чугуна является отсутствие
в его литой структуре свободного
углерода. Этим обусловлена необходи-
мость низкого содержания в чугуне
элементов — графитизаторов.
Так как затвердевание металла в ко-
киле идет значительно быстрее, чем
в песчаной форме, то при литье в ко-
киль менее вероятно появление гра-
фита в литой структуре чугуна. От-
сюда следует возможность получения
из ковкого чугуна более толстостен-
ных отливок. Измельчение структуры
белого чугуна при литье в кокиль
способствует сокращению продолжи-
тельности графитизирующего отжига
и некоторому повышению механиче-
ских свойств. В ряде случаев литьем
в кокиль можно получать специаль-
ные отливки, которые в поверхностных
слоях имеют структуру ковкого, а
в средней части серого чугунов.
Стали, используемые при литье в
кокиль, весьма разнообразны. В ко-
килях получают отливки из углероди-
стых, легированных и высоколе-
гированных (инструментальных) ста-
лей.
Термическая обработка чугунных и
стальных отливок. Термическую обра-
ботку чугунных отливок, получаемых
при литье в кокиль, осуществляют
для устранения отбела и феррито-
графитной эвтектики, для придания
металлической основе чугуна заданной
структуры и снятия внутренних на-
пряжений.
Для устранения структурно-сво-
бодного цементита и получения фер-
ритной или ферритоперлитной матри-
цы отливки из чугуна с пластинчатым,
шаровидным и вермикулярным графи-
том подвергают двухстадийной термо-
обработке по схеме: нагрев до 930—
960 °C (до 630 °C со скоростью не более
150°С/ч), выдержка при этой темпе-
ратуре 3—5 ч, охлаждение с печью
до 720—740 °C с выдержкой 2—4 ч,
охлаждение с печью до 600—650 °C
и далее на воздухе. Ускоренное (на
воздухе) охлаждение в низкотемпе-
ратурной области является необходи-
мым условием быстрого прохождения
интервала отпускной хрупкости (600—
450 °C).
Для устранения отбела чугунных
отливок нередко проводят их терми-
ческую обработку при загрузке в печь
в горячем состоянии (непосредственно
после извлечения из кокиля). В этом
случае продолжительность первой ста-
дии сокращается до 2—3 ч. Первая
стадия исключается полностью, если
отливки в исходном состоянии не
имеют структурно-свободного цемен-
тита.
Для получения в чугунных отлив-
ках перлитоферритной матрицы вто-
рую стадию проводят при 860—880 °C
в течение 1 ч, а затем охлаждают от-
ливки на воздухе. При необходимости
получения перлитной матрицы вторая
стадия термической обработки исклю-
чается.
Внутренние напряжения в чугунных
отливках снимаются подогревом до
500—600 °C, выдержкой в течение 2—
8 ч (в зависимости от конфигурации и
габаритных размеров отливки) и ох-
лаждением вместе с печью со скоро-
стью 20—50°С/ч до 250 °C.
Термическая обработка для прида-
ния отливкам из ковкого чугуна и
стали заданной структуры аналогич-
на применяемой при литье в песчаные
формы.
Алюминиевые и магниевые сплавы.
Алюминиевые сплавы для литья в ко-
киль охватывают все пять групп спла-
18. Наиболее распространенные для литья в кокиль алюминиевые сплавы и их литейные свойства
Сплав Содержание ♦*, % (мае доля) Линейная усадка, % Жидкотеку- честь по прутковой пробе, мм
Груп- па Марка Mg Si Мп Си Ni Ti Fe (не более)
I АЛ2 — 10—13 ми . — шми. 1,0 0,9 420
АЛ4 0,17—0,3 8—10,5 0,2—0,5 — — 0,9 1,0 360
АЛ9 0,2—0,4 6—8 — — — — 1,0 1,0 350
АЛ34 *2 0,35—0,55 6,5—8,5 — — — 0,1—0,3 0,6 1,0 550
II АЛЗ 0,35—0,6 4,5—5,5 0,6—0,9 1,5—3 —1 И—* ч» ч» о ьэ 1,15 240
АЛ5 0,35—0,6 4,5—5,5 1,0—1,5 — 1,1 344
АЛ6 — 4,5—6,0 — 2,0—3,0 — 1,4 1,1 300
III АЛ7 -Г — 4—5 — .. 1,0 1,4 163
АЛ 19 — — 0,6—1,0 4,5—5,3 0,15—0,35 1,25 205
IV АЛ8 9,5—10 — — 14 III. - 0,3 1,3 280
АЛ 13 4,5—5,5 0,8—1,3 0,1—0,4 — 11 — 0,5 1,2 320
АЛ22 10,5—13,0 0,8—1,2 — — 0,05—0,15 1,0 1,2 380
АЛ27 *8 9,5—10,5 - — — 0,05—0,15 0,2 1,2 270
V АЛ1 1,25—1,75 -1 — — 3,75—4,5 1,75—2,25 0,8 1,3 260
АЛ 21 0,8—1,3 — 0,15—0,25 4,6—6,0 2,6—3,6 — 0,6 1,2 360
АЛ24 1,5—2,0 — 0,2—0,5 — — 0,1—0,2 — 1,2 230
АЛ25 0,8—1,3 11,0—13,0 0,3—0,6 1,5—3,0 0,8—1,3 0,05—0,2 0,8 1,1 425
* х Остальное А1.
* 2 0,15—0,4% бериллия.
* 8 0,05—0,15% бериллия и 0,05—0,2% циркония.
Особенности литья различных сплавов
118
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
«Я
§
«9
3
ж
•ж
н
ж
ч
й
О)
О)
р, ев
св Ч
£5
Ml СЧ РЖ
« « «
С
£
вов по ГОСТ 2685—75, Наиболее рас-
пространенные из них указаны
в табл. 18.
Магниевые сплавы, применяемые при
литье в кокиль, приведены в табл. 19.
Из них наиболее широкое использова-
ние нашли сплавы системы Mg—
А!—Zn (МЛ5 и МЛ6). К основным
недостаткам магниевых сплавов от-
носятся: большая склонность к окис-
ляемости в жидком и твердом состоя-
нии, легкая воспламеняемость, низ-
кая жидкотекучесть, повышенная усад-
ка и склонность к образованию горя-
чих трещин.
Медные сплавы. Для изготовления
отливок из медных сплавов чаще
всего применяют латуни j и реже
бронзы.
При литье в кокили прочность и
относительное удлинение латуней зна-
чительно выше, чем при литье в пес-
чаные формы. Латунные отливки ис-
пользуют в основном в судостроении,
а также в общем машиностроении для
изготовления коррозионно-стойких де-
талей .
Бронзовые отливки, получаемые в
кокилях, также характеризуются бо-
лее высокими (примерно на 30—
40%) механическими свойствами. Их
используют при производстве под-
шипников и других антифрикционных
деталей, трубопроводной арматуры вы-
сокого давления, зубчатых колес, чер-
вячных венцов и др. В качестве ма-
териалов таких отливок используют
оловянные и безоловянные бронзы.
Из десяти марок литейных латуней
по ГОСТ 17711—80 для литья в ко-
киль используют девять. Наиболее
распространенными из них являются
марганцовая латунь ЛЦ40Мц1,5, мар-
ганцово-железная ЛЦ40МцЗЖ, мар-
ганцово-алюминиевая ЛЦ40МцЗА и
марганцово-свинцовая ЛЦ38Мц2С2.
Марки литейных бронз регламенти-
рованы ГОСТ 493—79 [безоловянные
бронзы (10 марок)] и ГОСТ 613—79
[оловянные бронзы (11 марок)]. Все
марки бронз могут быть использованы
для литья в кокиль. Однако чаще дру-
гих применяются безоловянные брон-
зы БрА9Мц2Л, БрА10ЖЗМц2,
БрА10Ж4Н4Л и БрАЭЖЗЛ и оловян-
ные БрОЗЦ7С5Н1, БрОЗЦ12С2 и
БрО5Ц5С5,
i
Особенности литья различных сплавов
119
7. Дефекты отливок при литье в кокиль
20. Дефекты отливок, их причины и способы предупреждения
Причины дефектов
Способы предупреждения
Несоответствие структуры
Отклонение состава металла от за-
данного
Нарушение температурного и времен-
ного режимов плавки, модифицирова-
ния, раскисления и заливки
Несоответствие начальной температуры
кокиля заданной
Нарушение технологического процесса
приготовления и нанесения теплоза-
щитного покрытия кокиля
Соблюдение установленных для кон-
кретных условий производства: со-
става шихты; режима плавки; состава,
качества и режима ввода модифика-
торов и раскислителей; температуры
заливаемого металла; графика заливки;
начальной температуры кокиля; со-
става и толщины теплозащитного по-
крытия кокиля
Газовые раковины
Повышенная газон а сыщенн ость рас-
плава
Подсос воздуха при заливке
Недостаточная вентиляция рабочей по-
лости кокиля
Низкая температура заливаемого ме-
талла
Холодный кокиль и непросушенное
теплозащитное покрытие кокиля
Перегретый кокиль
Значительный разгар и сильное оки-
сление рабочей поверхности кокиля
Повышенная газотворная способность
песчаного стержня
Подсушка шихты, изменение состава
шихты, повышение температуры пере-,
грева, тщательное раскисление и дега-
зация расплава, прокалка разливочных
ковшей
Изменение конструкции литниковой
системы с целью исключения возмож-
ности отрыва струи от поверхности
кокиля и разбрызгивания расплава
при движении в рабочей полости
кокиля
Увеличение площади сечения венти-
ляционных отверстий и выпоров, уст-
ройство дополнительных газоотводных
каналов
Повышение температуры заливаемого
металла
Подогрев кокиля, тщательное просу-
шивание покрытия
Охлаждение кокиля до заданной тем-
пературы, поддержание оптимальной
частоты заливки и режима охлажде-
ния формы
Ликвидация сетки трещины (напри-
мер, обработкой резанием), очистка
кокиля, его консервация при хра-
нении
Снижение газотворной способности
связующего, тщательное высушивание
(отверждение) стержня, снижение ско-
рости заливки
120
литьв В КОКИЛЬ
Продолжение табл. 20
Причины дефектов
Способы предупреждения
Недостаточная вентиляционная спо-
собность песчаного стержня
Применение песка крупной фракции,
увеличение длины и количества вен-
тиляционных каналов
Неметаллические включения
Попадание шлака в рабочую полость
кокиля
Эрозия теплозащитного покрытия ко-
киля
Окисление заливаемого металла
Образование в отливках из чугуна
с шаровидным графитом соединений
MgS и MgO («черные пятна»)
I
Ликвация графита в чугуне с шаро-
видным графитом
Тщательная очистка расплава от шла-
ка, заливка «под пробку», применение
фильтровальных сеток
Повышение теплостойкости покрытия
Обеспечение плавной заливки; созда-
ние в рабочей полости кокиля восста-
новительной атмосферы
Применение низкосернистого чугуна;
обработка чугуна криолитом в ковше
и непосредственно в кокиле (из рас-
чета 0,01—0,05% массы расплава)
Понижение углеродного эквивалента
до 4,35% при толщине стенки отливки
20—25 мм и до 4,5% при толщине
стенки отливки —5 мм
Недоливы и неспаи
Недостаточная жидкотекучесть зали-
ваемого металла
Большая протяженность каналов лит-
никовой системы
Ускоренное охлаждение металла при
движении в литниковой системе
Повышение температуры и изменение
состава расплава
Устройство литниковой системы с ко-
роткими каналами (например, заливка
сверху)
Повышение начальной температуры
кокиля; тщательное нанесение тепло-
защитного покрытия на литниковую
систему; утолщение теплозащитного
покрытия
Трещины
Нетехнологичность конструкции от-
ливки
Разъем кокиля по кромке отливки
Местный перегрев отливки
Недостаточная податливость формы
Переработка конструкции отливки с
учетом требований литья в кокиль
Смещение поверхности разъема на
расстояние не менее 2—3 мм от кром-
ки отливки
Рассредоточение подвода разлива
Применение податливых песчаных
стержней; раннее извлечение из от-
ливки металлических стержней, а так-
же раннее раскрепление кокиля и
извлечение отливки
Оборудование
121
Продолжение табл. 20
Причины дефектов
Способы предупреждения
Повышенный коэффициент трения от-
ливки о стенки кокиля
Залив металла по поверхностям со-
пряжения частей кокиля
Ускоренное и неравномерное охла-
ждение отливки после извлечения из
кокиля
Применение теплозащитных покрытий
с низким коэффициентом трения
Тщательная сборка кокиля; подгонка
его частей
Замедление охлаждения отливки, на-
пример, путем помещения ее в термо-
стат
Усадочные раковины и пористость
Нетехн ол оги чн ость конструкции от-
ливки
Нарушение заданной интенсивности
охлаждения элементов отливки
Нарушение оптимального состава ме-
талла, режима модифицирования, рас-
кисления и заливки
Изменение конструкции отливки с
целью обеспечения условий ее напра-
вленного и последовательного затвер-
девания
Восстановление толщины и состава
теплозащитного покрытия кокиля
Соблюдение установленных для кон-
кретных условий производства и вида
сплава режимных параметров
8. Оборудование
Общие сведения. Кокильные машины
подразделяют на стационарные и не-
стационарные. Стационарные машины
могут быть одно-, двух- и трехпози-
ционные, а нестационарные — четы-
рех- и более позиционные.
В зависимости от расположения
плоскости разъема кокиля в простран-
стве и от характера перемещения его
формообразующих элементов (соб-
ственно рокиля и металлических стерж-
ней) различают машины для получения
отливок в формах с горизонтальной
и вертикальной плоскостями разъема
(число подвижных подкокильных плит
1—6 с учетом подвижных поддонов и
верхних стержней).
Применяют также кокили с пере-
менным положением плоскости разъ-
ема. Широкие технологические воз-
можности имеет конструкция, в кото-
рой предусмотрено изменение положе-
ния кокцля в пределах одного техно-
логического цикла в зависимости от
характера выполняемой операции.
В группу стационарных входят ма-
шины, имеющие разнообразные ком-
поновочные решения. Наибольшее чи-
сло машин имеют рамное исполнение
(с цилиндрическими направляющими
для перемещения кокильных плит)
или консольное. Первые применяют
в основном при производстве крупных
отливок из черных и цветных сплавов;
вторые — при производстве мелких от-
ливок из легких цветных сплавов.
Для крупносерийного и массового
производства отливок наиболее целе-
сообразно применение нестационарных
машин. По сравнению со стационар-
ными для этих машин характерны:
высокая производительность благо-
даря совмещению во времени всех
операций технологического цикла;
минимальная занимаемая площадь,
наименьшие энергетические затраты,
удобство обслуживания и наиболее
рациональная организация работы;
возможность механизации и автома-
тизации основных и вспомогательных
операций и на этой основе возможность
встраивания в автоматические линии
производства отливок.
В практике кокильного литья нашли
применение нестационарные (многопо-
зиционные) установки двух типов;
122
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
©©©©о©
@©©@©©
©©©©©©
© © ©.©mm
Рис. 23. Схема однопозиционной кокильной машины с вертикальным разъе-
мом и двумя подвижными основными подкокильными плитами
карусельные и конвейерные. Первые
получили наибольшее распространение
благодаря минимальной занимаемой
площади и удобству подвода энерго-
носителей (масла и сжатого воздуха для
приводных цилиндров, воды для охла-
ждения кокилей, электроэнергии
и т. п.).
Большинство созданных карусель-
ных машин имеет четное число пози-
ций — 4, 6, 8, 12, 16 — и вертикаль-
ную ось вращения, т. е. платформу
с кокильными секциями, перемещае-
мыми в горизонтальной плоскости.
Широкое распространение получил
гидравлический привод кокильных
машин, обеспечивающий значительные
усилия запирания, раскрытия коки-
лей, извлечения металлических стерж-
ней и выталкивания отливок. С по-
мощью гидравлического привода осу-
ществляется плавное перемещение ча-
стей кокиля, достигаются бесшумность
работы привода и компактность ма-
шины, так как высокое давление
в гидроприводе позволяет развить
значительные усилия без применения
специальных усиливающих устройств.
В большинстве кокильных машин,
как правило, предусмотрены полуавто-
матический и автоматический циклы
работы с автоматизацией следующих
операций: сборки кокиля, выдержки
отливки в период кристаллизации,
извлечения металлических стержней,
раскрытия кокиля и выталкивания
отливки.
На базе стационарных и нестацио-
нарных (карусельных) кокильных ма-
шин разработаны автоматизированные
комплексы и технологические линии
о(манипуляторами для удаления отли-
вок из кокилей, устройства для от-
бивки (отрезки) литников и прибылей,
устройства для нанесения на кокили
теплозащитного покрытия, заливочно-
дозирующие установки и другие ме-
ханизмы и узлы.
Стационарные машины. Широко рас-
пространены стационарные однопози-
ционные кокильные машины. В их
основу положен размерный ряд под-
кокильных плит, обеспечивающих воз-
можность установки кокилей с раз-
мерами площади крепления оснастки
до 1000Х 1250 мм.
В однопозиционной стационарной
машине с вертикальным разъемом ко-
киля (рис. 23) предусмотрены две по-
движные основные подкокильные пли-
ты 5, поддон 5 и механизм нижнего
металлического стержня 6. Сборка
всех механизмов машины осуществлена
на раме 7. Шкаф 4 гидропанелей смон-
тирован на агрегатном узле меха-
низма подкокильных плит. Для упра-
вления машиной используют наладоч-
ный пульт 1 и рабочий пульт 2.
В стационарной машине с горизон-
тальным разъемом кокиля (рис. 24)
верхняя плита 4 совершает прямоли-
нейное движение на некоторую длину
с последующим поворотом вокруг го-
ризонтальной оси в направлении, ука-
Оборудование
123
ванном стрелкой. Поворот плиты, пред-
назначенный для облегчения осмотра
и обслуживания кокиля, создает удоб-
ство установки кокилей на машину
и песчаных стержней в форму.
Механизм 3 верхней плиты имеет
рычажное устройство для подрыва
верхней полуформы и гидроцилиндр
вертикального перемещения плиты,
укрепленный на корпусе и соединен-
ный с плитой штоком через траверсу
и направляющие колонки.
Механизм нижнего стержня 5 смон-
тирован на станине 1. В поддоне 7
предусмотрена плита 6 нижних толка-
телей, которая приводится в движе-
ние двумя гидроцилиндрами, установ-
ленными на нижней стороне поддона.
Тут же расположен гидроцилиндр
нижнего стержня.
На машине возможно подключение
дополнительных боковых стержней
с гидроцилиндрами, входящими в ком-
плект кокильной оснастки. С тыльной
стороны машины закреплены гидро-
панели с электрогидрозолотниками.
Электро- и гидросхемы машины позво-
ляют работать без любого из стержней,
с дозатором или без него, а также
рассчитаны на подключение механизма
съема отливок. Управление машиной
осуществляют с пульта 8. Машина
установлена на раме на двух цапфах
и имеет возможность поворачиваться
Рис. 24. Схема однопозиционной кокильной
разъемом
с помощью винтов на угол 0—20°
к вертикали.
Кроме механизма верхней плиты,
в кокильных стационарных машинах
может быть предусмотрен механизм,
смонтированный на траверсе, которая
поворачивается на 90° вокруг верти-
кальной оси. Такие механизмы имеют
кокильные машины с вертикальным
разъемом формы.
Нестационарные машины. Примером
кокильной нестационарной машины яв-
ляется восьмипозициояная карусель-
ная машина (рис. 25).
Рама 3 карусели с кокильными
секциями 8 и механизмами для извле-
чения (установки) металлических
стержней 7 установлена на пустотелую
колонну /. Давление карусели вос-
принимается упорным шарикоподшип-
ником. К раме прикреплено зубчатое
колесо, находящееся в зацеплении
с шестерней гидравлического реечного
механизма привода 2. Вращение сооб-
щается карусели при ходе рейки только
в одном направлении; при обратном
ходе шестерня муфтой сцепления от-
соединяется от главного вала поворота
карусели. Фиксация карусели осу-
ществляется фиксатором 9.
В центре карусели расположены
маслораспределительная колонка 4 и
золотники управления 6, а также
водораспределительная колонка 5 си-
машины с горизонтальным
124
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
Рис. 25. Схема восьмипозиционной ка-
русельной кокильной машины
стемы принудительного охлаждения
кокилей. Вода в охлаждаемые эле-
менты кокиля поступает только в слу-
чае, если металл залит в форму в те-
чение строго ограниченного времени:
в стержень — при движении с первой
позиции на вторую; в кокиль — при
движении с первой позиции на чет-
вертую.
Такая карусельная машина пред-
ставляет собой прототип целого ряда
отечественных кокильных карусель-
ных машин.
В качестве нестационарных кокиль-
ных машин применяют кокильные
конвейеры [4], представляющие собой
напольные тележечные конвейеры с
установленными на них кокильными
секциями для получения отливок в ко-
килях с вертикальным либо горизон-
тальным разъемом. Кокильные кон-
вейеры получили распространение при
производстве чугунных сантехнических
изделий.
Автоматизированные технологиче-
ские кокильные линии нашли приме-
нение в условиях крупносерийного
и массового производства. Такие ли-
нии проектируют обычно на базе
многопозиционных кокильных машин.
В линии входяттакже агрегаты для под-
Рис. 26. Схема автоматизированной технологической линии на базе карусельных кокильных машин
Особенности литья в облицованный кокиль
125
готовки жидкого металла, заливочно-
дозирующие установки, устройства для
нанесения на кокили теплозащитного
покрытия, устройства для отбивки
(отрезки) литников и прибылей, а
также транспортирующие устройства.
Перечисленное оборудование соста-
вляет основу рассматриваемых линий.
В общем случае в линии могут входить
и другие агрегаты (например, агрегаты
термической обработки, очистки и кон-
троля отливок).
На рис. 26 показана примерная
схема автоматизированной технологи-
ческой линии для производства в ко-
килях чугунных отливок. Линия со-
стоит из четырех участков: плавиль-
ного, заливочно-кокильного, термооб-
работки и очистки отливок. Чугун,
выплавленный в вагранках 1 по моно-
рельсу 2, подается в камеры 11 для
сфероидизирующего модифицирования
чугуна, а затем — к заливочным ма-
шинам 3.
Жидкий металл заливается в ко-
кили, установленные на карусельных
машинах 10 (см. рис. 25). На рис. 26
показаны два варианта дальнейшего
движения отливок: выталкиванием их
на непрерывно действующий конвейер
(из машины, расположенной на пе-
реднем плане) и перемещением с по-
мощью манипулятора 4. После авто-
матизированной отбивки литников от-
ливки укладываются на поддон агре-
гата 6 термической обработки отливок.
Поддоны под загрузку подаются по
монорельсу 7. Последующие агрегаты
линии включают водяную ванну 8
для ускоренного охлаждения отливок
и дробеметный барабан 9. Заливочные
и кокильные машины, а также мани-
пулятор и термоагрегат управляются
с пультов 5.
Автоматизированные технологиче-
ские линии в основе своей аналогичны
линии, показанной на рис. 26. Их
отличие объясняется особенностями
конфигурации и материала отливок,
а также частными условиями производ-
ства.
9. Особенности литья
в облицованный кокиль
Общие сведения. Облицованный ко-
киль представляет собой металличе-
скую форму с неметаллическим рабо-
чим слоем, соизмеримым по толщине
с характерным размером отливки
(Х2 Xi). Рабочий слой (облицовку)
наносят на поверхность кокиля с по-
мощью модели (многократного или
разового использования).
Сущность процесса литья в облицо-
ванный кокиль заключается в сле-
дующем [7]. Зазор, образованный
поверхностями рабочего гнезда кокиля
и модели, заполняют облицовочным
составом, который после затвердевания
образует облицовку. Величина зазора
определяет толщину облицовки.
После формирования облицовки мо-
дель многократного использования из-
влекают, а разового использования —
выплавляют, либо газифицируют, либо
растворяют. Все последующие опера-
ции рассматриваемой технологии ана-
логичны принятым при литье в кокиль.
Исключение составляет операция очи-
стки кокиля от остатков облицовки
и подготовки формы к очередному
нанесению облицовки.
Особенности технологии литья в об-
лицованный кокиль связаны с при-
родными свойствами облицовочной сме-
си. Именно ими определяются способ
заполнения зазора между моделью
и кокилем, режим отверждения смеси,
методы очистки кокиля от остатков
отработанной облицовки и подготовки
кокиля к следующему циклу эксплуа-
тации.
В качестве облицовочных смесей
кокилей используют формовочные сме-
си повышенной текучести: сыпучие
песчаные на термотвердеющем свя-
зующем, а также жидкоподвижные
песчаные на самотвердеющих и термо-
твердеющих связующих. Для обли-
цовки кокилей используют также
V-процесс и замораживаемые составы.
В числе наиболее употребительных
составов можно назвать (в порядке
уменьшения масштаба использования)
песчано-смоляные сыпучие смеси на
фенолформальдегидном связующем;
жидкие самотвердеющие смеси на жид-
костекольном связующем и керами-
ческие составы на этилсиликатном
связующем. Песчано-смоляные составы
аналогичны используемым при литье
в оболочковые формы, а отличаются
от них уменьшенным (почти в 2 раза)
содержанием связующего. Остальные
126
ЛИТЬЕ в кокиль
виды облицовочных смесей аналогичны
тем, которые применяются при изго-
товлении объемных форм.
Для облицованных кокилей благо-
даря небольшой толщине облицовки
(по сравнению с толщиной стенок обыч-
ных форм) необходим значительно
меньший объем формовочной смеси.
В связи с этим для ответственных
отливок становится экономически оп-
равданным применение высококаче-
ственных, но дорогих формовочных
материалов. В результате существенно
повышается качество отливок.
Наличие в форме металлической
опоры (собственно кокиля) уменьшает
деформацию неметаллического рабо-
чего слоя, благодаря чему увеличи-
вается точность отливок. При литье
в облицованные кокили размерная
точность не снижается с увеличением
размеров отливки.
К числу наиболее существенных
преимуществ процесса литья в обли-
цованный кокиль относится возмож-
ность организации дифференцирован-
ного в пространстве (а при организа-
ции в облицовке вынужденной кон-
векции газа и во времени) процесса
охлаждения каждого элемента отливки.
Так, изменяя толщины облицовки и
стенки кокиля, можно замедлить охла-
ждение одних и ускорить охлаждение
других элементов отливки. В резуль-
тате сокращается расход металла на
прибыли и технологические напуски,
уменьшаются термические напряжения
в отливке.
Особыми условиями теплообмена ме-
жду отливкой и облицованным коки-
лем объясняются также и такие пре-
имущества рассматриваемой техноло-
гии, как уменьшение опасности обра-
зования на отливке термического при-
гара, резкое повышение стойкости
кокиля и, наконец, возможность полу-
чения в кокилях сложных стальных
отливок.
К недостаткам литья в облицованный
кокиль относятся: повышенная слож-
ность и стоимость модельной оснастки,
затрудненная переналаживаемость тех-
нологического потока, ограниченность
номенклатуры отливок, одновременно
получаемых'в одном технологическом
потоке.
Областью эффективного использо-
вания технологии литья в облицован-
ный кокиль является массовое произ-
водство отливок (автомобиле- и трак-
торостроение, электромашиностроение,
вагоностроение, производство гидро-
аппаратуры и т. п.). Этот метод литья
можно рекомендовать для получения
отливок повышенной точности, при
большом объеме их обработки реза-
нием, при литье сплавов с повышенной
склонностью к усадке. Облицованный
кокиль эффективен и в условиях мел-
косерийного производства.
Технологические операции, материа-
лы и оснастка. Последовательность
технологических операций для основ-
ной, наиболее распространенной раз-
новидности процесса — литья в ко-
киль, облицованный сыпучей термо-
твердеющей смесью, приведена на
рис. 27 [7]. Процесс начинается с уста-
новки кокиля 1 на модельную плиту 2
с моделью 3 (см. рис. 27, а), затем
следует вдув облицовочной смеси с по-
мощью пескодувного устройства (см.
рис. 27, б), отверждение смеси за счет
теплоты нагретых модельной оснастки
и кокиля, съем облицованного кокиля
с модельной плиты (рис. 27, в), сборка
формы и заливка ее металлом (см.
рис. 27, г), формирование отливки и
ее извлечение из кокиля (см. рис. 27, д),
очистка от остатков облицовки и охла-
ждение кокиля до заданной темпера-
туры (см. рис. 27, е). Кроме операций,
непосредственно связанных с формо-
образованием, технология включает
изготовление облицовочного состава
и общие для литейной технологии
переделы: шихтовку, плавку, заливку,
финишную обработку отливок и др.
При использовании в качестве об-
лицовочного состава песчано-смоляной
смеси (табл. 21) облицовку наносят
пескодувным способом, кокиль очи-
щают от отработанной облицовки ме-
ханическим способом (скалыванием)
и сжатым воздухом, а вдувные отвер-
стия в кокиле прочищают штырями-
толкателями. Модель перед нанесе-
нием облицовки нагревают и покры-
вают разделительным составом, а ко-
киль охлаждают (или нагревают) до
оптимальной для отверждения тем-
пературы.
Облицовку из песчано-смоляной сы-
пучей смеси наносят пескодувными
Особенности литья в облицованный кокиль
127
Рис. 27. Схемы основных технологических операций литья в кокиль, облицо-
ванный сыпучей термотвердеющей смесью
головками, снабженными механиче-
скими или пневматическими управляе-
мыми соплами. Сопла позволяют запе-
реть полость головки и поднять в ней
давление до оптимальной величины,
чем обеспечивается начало истечения
смеси при давлении, максимальном
для данного цикла вдува. С помощью
управляемых сопл вдув смеси осуще-
ствляют без сбросадавления в головке.
Кроме описанных устройств, исполь-
зуют обычные пескодувные (песко-
стрельные) головки. Оптимальная плот-
ность облицовки из сыпучей смеси
21. Составы облицовочных
песчано-смоляных смесей
Номер состава | Виды отливок Содержание, % (мае. доля)
кварцевого песка цирконово- го концен- трата смоляного связую- щего ♦ (сверх 100%)
1 К02 1К016 1К01
1 Мелкие чугунные отливки 70 1—— 30 -1 2,2—2,6
2 То же, но с повышенными требова- 70 30 — 2,2—2,6
ниями к шероховатости поверхности и мелкие стальные отливки 50 50 2,0—2,6
3 Средние чугунные и стальные от- ливки — 100 —— —— 2,0—2,6
4 То же, но с повышенными требова- ниями к шероховатости поверхности — 70 30 2,0—2,6
5 Отливки с особыми требованиями к шероховатости поверхности J 100 1,25— 1,50
* Фенолформальдегидная новолачная смола с добавлением 8—12% уро-
тропина.
128
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
Рис. 28. Схемы нанесения на кокиль
облицовки из ЖСС:
1 — кокиль; 2 — модельная плита; 3 —
модель; 4 — отверстие для удаления смеси
на фенолформальдегидном связующем
достигается при длительности вдува
примерно 2 с, давлении вдува 0,2—
0,4 МПа и толщине облицовки 4—5 мм.
Сыпучую песчано-смоляную смесь
вдувают в пространство между мо-
делью и кокилем через специальные
цилиндрические или щелевые отвер-
стия, расположенные чаще всего в ко-
киле. Число отверстий определяется
подетальной технологией вдува. Ци-
линдрические отверстия располагают
над различными по высоте частями
модели и с шагом 150—250 мм. Раз-
меры таких отверстий приведены в
ГОСТ 19507—74.
Большое влияние на плотность обли-
цовки, наносимой вдувом, оказывает
система вентиляции полости, запол-
няемой смесью. Для вывода воздуха
из полости в кокиле выполняют вен-
тиляционные щелевые каналы (раз-
меры по ГОСТ 16250—70), располо-
женные вокруг рабочего гнезда в по-
верхности разъема кокиля и объеди-
ненные в вентиляционные коллекторы
(по ГОСТ 19508—74). Если щели
нельзя вывести к краю кокиля, то их
подводят к специальному сквозному
отверстию. Для вентилирования глу-
боких полостей применяют вентиля-
ционные пробки. Размеры отверстий
для пробок установлены ГОСТ
16250—70, ГОСТ 16251—70 и ГОСТ
16252—70.
Облицовку из жидкоподвижных сме-
сей наносят двумя способами: путем
заливки облицовочного состава в по-
лость между моделью и кокилем
(рис. 28, а) и путем выдавливания
моделью состава, предварительно на-
литого в кокиль (рис. 28, б). В первом
случае дополнительно применяют ви-
брацию, встряхивание и подкачивание
ручным насосом. Однако даже при
внешнем воздействии толщина обли-
цовки из ЖСС в несколько раз больше,
чем из сыпучей смеси.
ЖСС можно рекомендовать для об-
лицовки кокилей крупных отливок
с невысокими требованиями к качеству
поверхностей. В отличие от ЖСС
керамические составы применяют для
получения отливок с наиболее высо-
кими требованиями к шероховатости
поверхности.
При проектировании оснастки для
литья в облицованный кокиль широко
используют опыт смежных технологий:
модельных нагреваемых комплектов —
литья с применением ЖСС и керамики,
кокилей (в части толщин стенок,
материалов, способов изготовления и
термической обработки) — литья в ко-
киль.
Шероховатость рабочей поверхнос-
ти кокиля способствует удержанию
облицовки на кокиле. В случае, когда
естественная шероховатость недоста-
точна, наносят насечки и канавки.
В плоскости разъема кокиля по кон-
туру рабочего гнезда выполняют обли-
цовываемую ленточку смыкания поло-
вин кокилей. Размеры ленточки смы-
кания и минимальная ширина обрам-
ления кокиля регламентированы ГОСТ
19508—74.
Основные дефекты отливок при литье
в облицованный кокиль, причины и
способы их предупреждений приведены
в табл. 22. Другие виды дефектов и
способы борьбы с ними не отличаются
от обычных в литейной практике.
Механизация процесса. Процесс
литья в облицованные кокили при
мелкосерийном и массовом производ-
стве достаточно хорошо поддается ме-
ханизации вплоть до полной автомати-
зации. Выше указывалось, что наи-
Особенности литья в облицованный кокиль
129
22. Основные дефекты при литье в облицованный кокиль,
их причины и способы предупреждения
Причины дефекта
Способы предупреждения
I
к
Местный пригар
Рыхлоты и неплотности обли-
цовки
Повышенная осыпаемость и по-
ниженная термостойкость обли-
цовки
Крупнозернистость песка обли-
цовочной смеси
Выполнение в кокиле дополнительных вен-
тиляционных каналов преимущественно в ме-
стах встречи потоков вдуваемой или зали-
ваемой смеси. Снижение температуры оснаст-
ки. Прочистка вдувных отверстий и обес-
печение полного открытия вдувных отверстий
при подаче облицовочной смеси. Соблюде-
ние установочных значений давления воз-
духа и продолжительности вдува облицо-
вочной смеси (при использовании песко-
дувного процесса). Устранение нагрева сте-
нок пескодувной головки (не выше +35 °C)
и обезвоживание сжатого воздуха
Снижение продолжительности и температуры
отверждения песчано-смоляной смеси. Сни-
жение содержания уротропина в смоляном
связующем
Переход на мелкозернистый песок
Песчаные раковины и засоры, газовые раковины
Повышенная осыпаемость и по-
ниженная термостойкость обли-
цовки
Механическое повреждение об-
лицовки при сборке формы
Повышенная газотворность об-
лицовки
Недостаточная вентиляционная
способность кокиля
То же, что и для предупреждения местного
пригара
Обеспечение плавности смыкания частей со-
бираемых под заливку кокилей
Снижение газотворной способности компо-
нентов облицовочной смеси, соблюдение уста-
новленных режимов отверждения облицо-
вочной смеси
Выполнение в форме дополнительных вен-
тиляционных каналов, выпоров и т. д.
Трещины
Термические напряжения
Торможение усадки
Уменьшение перепадов температуры между
элементами отливки путем дифференциро-
ванного выбора толщины облицовки
Уменьшение времени пребывания отливки
в кокиле; утолщение облицовки на участках
торможения усадки
б Ефимов
ISO
ЛИТЬБ в кокиль
23. Техническая характеристика линий
4 Параметры А82, А83, А75 А82М А120 А87 * *»
Габаритные размеры кокиля,
мм:
длина 1000 1000 1000 1300
ширина 1000 1000 1000 700
высота 200 200 250 250
Металлоемкость *2 формы (ма- 100 150 200 200
ксимальная), кг
Производительность *2 при ма- 12,0 17,0 21,0 29,0
ксимальной металлоемкости,
тыс. т в год
Число на линии комплектов:
кокилей 16 2( 5 28
моделей 2
Численность обслуживающих 8
рабочих
Габаритные размеры линии в 36,8X9,5 48X11 49,5Х 10 53X8,3
плане, м
Мощность электрических нагре- 1 40
вателей моделей, кВт
*х Формы имеют вертикальный разъем на участке заливки.
*2 При литье черных сплавов.
большее практическое применение для
облицовки кокилей получили сыпучие
песчано-смоляные смеси. Для полу-
чения отливок с их применением раз-
работаны и освоены автоматизирован-
ные литейные линии (табл. 23).
Линии представляют собой само-
стоятельно управляемые участки, на
которых выполняются различные тех-
нологические операции. Механизмы
и агрегаты участков связаны между
собой приводными роликовыми кон-
вейерами с фрикционными роликами,
обеспечивающими работу участков ли-
нии в заданном ритме. Команды на
работу механизмов участка подаются
пришедшими на рабочие позиции ко-
килями. Линии А75, А83, А82, по
существу, являются модификациями
одной линии и отличаются друг от
друга расположением гидрооборудо-
вания.
Линия А87 отличается от линии А75,
А82 и А83 расположением заливочного
участка на торцовом роликовом кон-
вейере, а также наличием механизмов
для кантовки кокилей на 90° и скреп-
ления их перед заливкой. Линии А82М
и А120 снабжены встроенным термо-
статом для нагрева кокилей.
F каждой из линий имеются сле-
дующие участки: нанесения облицовки,
сборки кокилей, заливки, разборки
форм, выбивки отливок и очистки
кокилей, охлаждения кокилей, кан-
тования кокилей. На всех линиях
применены аналогичные по конструк-
ции пескодувные агрегаты, подъем-
ники, манипуляторы, гидрооборудова-
ние, фрикционные роликовые кон-
вейеры и т. д. Вследствие агрегати-
рования конструкций манипуляторов
эти механизмы собираются из унифи-
цированных узлов.
На линии А82М (рис. 29) облицовка
на кокили наносится на четырех-
позиционном пескодувно-карусельном
агрегате.
Кокиль с агрегата снимается
манипулятором на роликовый кон-
вейер, на котором при необходимости
в кокиль устанавливаются стержни.
Особенности литья в облицованный кокиль
Рис. 29. Схема автоматизированной линии А82М для производства отливок в облицованных кокилях:
1 — пескодувно-карусельный агрегат; 2 — модельная плита; 3 — рольганг; 4 — агрегат сборки; 5 — рольганг участка заливки; в —
участок разборки кокилей; 7 — термостат; 8 — очистное устройство; 9 — охладительный участок; 10 — кантователь
182
ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ
Далее кокиль поступает в агрегат
сборки, а собранные формы транспор-
тируются роликовым конвейером уча-
стка заливки. Здесь формы остана-
вливаются с помощью специальных
упоров и заливаются. Залитые формы
подаются в термостат, который выпол-
няет две функции: в нем производится
охлаждение залитых форм, а в случае
остановки Линии — накопление со-
бранных незалитых форм. Для этого
термостат выполнен двухъярусным.
Залитые формы передаются на по-
перечный участок разборки. Здесь
с помощью ряда агрегатов форма раз-
бирается, отливка выталкивается и
механическим путем производится очи-
стка вдувных отверстий и плоскости
разъема кокиля от облицовки. Очистка
рабочего гнезда кокиля от сгоревшей
облицовки производится сжатым воз-
духом в устройстве. На участке кокиль
охлаждается до заданной температуры
и по рольгангам передается в канто-
ватель и далее манипулятором загру-
жается в агрегат нанесения облицовки.
Список литературы
1. Галдин Н. М. Литниковые си-
стемы для отливок из легких сплавов
М.: Машиностроение, 1978. 197 с.
2. Защитное покрытие для коки-
тей/Д. В. Кириченко, Л. В. Ненар-
тович, С. С. Рыбинская, Н. Н. Ов-
чинников//Литейное производство,
1986. № 8. С. 31.
3. Коган Э. А., Серебро В. С. Опыт
расчетов с помощью ЭВМ газового
режима кокиля//Технология, обору-
дование, организация и экономика
машиностроительного производства:
ЭИ. Отечественный опыт/ВНИИТЕМР.
Сер. 4. Технология и оборудование
литейного производства. 1985. Вып. 11.
С. 9—16.
4. Литье в кокиль/Под ред.
А. И. Вейника. М.: Машиностроение,
1980. 415 с.
5. Медведев Я. И. Газовые процес-
сы в литейной форме. М.: Машино-
строение, 1980. 198 с.
6. Недосек И. П. Опыт литья в ко-
киль чугунных печных приборов//Ли-
тейное производство. 1986. № 8.
С. 15—16.
7. Руденко А. Б., Серебро В. С.
Литье в облицованный кокиль. М.:
Машиностроение, 1987. 184 с.
8. Сварика А. А. Покрытия литей-
ных форм. М.: Машиностроение, 1977.
216 с.
9. Серебро В. С. Расчет вентиляции
металлических форм//Литейное произ-
водство. 1984. № 10. С. 19—21.
Глава II
РАЗЪЕМНЫЕ КЕРАМИЧЕСКИЕ ФОРМЫ,
ИЗГОТОВЛЯЕМЫЕ РО ПОСТОЯННЫМ МОДЕЛЯМ
Стремление получать отливки, рав-
нозначные по качеству поверхностей
с отливками, получаемыми по выплав-
ляемым моделям, но по болег корот-
кому циклу, привело к предложению
изготовлять разъемные керам <ческие
формы по постоянным моделям. Такие
формы получают из холодных огели-
ваемых суспензий (Шоу-процесс —
предложен в Англии), из водных
кварцевых суспензий (разработан в
СССР), горячих суспензий с после-
дующим твердофазным спеканием
(ГПСМО-процесс и процесс синок-
саля — предложены в СССР).
1. Керамические формы
из огеливаемых суспензий
(Шоу-процесс)
В Шоу-процессе, как и в процессе
изготовления форм по выплавляемым
моделям, используют этилсиликатную
суспензию. Однако Шоу-процесс имеет
ряд отличительных особенностей: а)
применены разъемные формы, изгото-
вляемые по деревянным или металли-
ческим моделям; б) вводятся в суспен-
зию добавки гелеобразователя, резко
ускоряющие процесс твердения; в) фор-
мы газопроницаемы и с повышенной
Керамические формы из огеливаемых суспензий
133
термостойкостью вследствие наличия
сетки трещин, образующихся при вы-
горании спирта после отверждения
суспензии.
Получение объемных форм по Шоу-
процессу состоит из следующих опе-
раций: приготовление суспензий и
заливка ее в оснастку (в опоку с уста-
новленной в ней моделью или в стерж-
невой ящик); отверждение смеси и
удаление модели из формы или стержня
из ящика; поджигание выделяющихся
паров спирта и формирование сетки
трещин при выгорании спирта; термо-
обработка в печи при температуре
850—900 °C.
Подготовка форм под заливку, за-
ливка и очистка отливок аналогичны
используемым при получении форм
другими способами. При освоении
процесса и приготовлении форм из
огеливаемых суспензий наибольшее
применение имели суспензии, состоя-
щие из гидролизованного этилсили-
ката 32 или 40, маршаллита и квар-
цевого песка марки 2К0315 или 2К025,
прокаленных при 800—900 °C, и
15%-ного раствора едких натрия или
калия. Гидролиз этилсиликата осу-
ществляют так же, как и для форм,
получаемых по выплавляемым моде-
лям (с органическими и без органиче-
ских растворителей) [6]. При приго-
товлении суспензий важна последова-
тельность введения компонентов и
интенсивность их перемешивания. При
этом перемешивают гидролизованный
этилсиликат с отвердителем, а затем
всыпают твердый порошок и после их
перемешивания смесь заливается в
емкость. Можно также перемешивать
гидролизованный этилсиликат с твер-
дым порошком 1—2 мин, а затем вли-
вать отвердитель и дополнительно
перемешивать 1—2 мин. Однородность
смеси достигается при частоте враще-
ния пропеллерного смесителя не менее
2000 мин-1.
Для форм различного назначения,
кроме маршаллита, применяют цир-
кон, силлиманит, магнезит, хромистый
железняк и отвердитель — растворы
аминов, водный аммиак. Приме-
нение более «мягких» отвердителей
по сравнению с едкими щелочами свя-
зано с неоднородным действием щело-
чей в массе суспензий и нестабильным
Рис. 1. Влияние содержания SiO2
в этил силикате на прочность кера-
мики:
J *—• до прокаливания; 2 «— после прока-
ливания
их действием во время отверждения
суспензии. Отношение количества на-
полнителя к количеству связующего
составляет 2,5—3. Отвердителя берут
5—10% объема связующего.
При смешивании гидролизованно* о
этилсиликата и применяемого отвер-
дителя в растворе не должно образо-
вываться комьев, наличие которых
свидетельствует о высокой активности
отвердителя, который в этом случае
следует разбавить. Образование пле-
нок и послойное затвердевание этил-
силиката означает, что этилсиликат
«устаревший», а отвердитель не ак-
тивен. Качество смеси зависит от
отвердителя, поэтому его количество
необходимо определять по технологи-
ческой пробе. Время твердения су-
спензии должно составлять 120—180 с.
Более короткое время затрудняет за-
ливку смеси, а при более длительном
возможны седиментационная неодно-
родность и увеличение прилипаемости
смеси к модели (для предохранения
от прилипания модель натирают во-
ском, загущенным трансформаторным
маслом, техническим вазелином).
Прочность затвердевшей керамиче-
ской массы зависит от характера
гидролизованного этилсиликата, ак-
тивности отвердителя и состава смеси.
На рис. 1 представлены зависимости
134
РАЗЪЕМНЫЕ КЕРАМИЧЕСКИЕ ФОРМЫ
Рис. 2. Влияние количества и состава
наполнителя на прочность керамики:
1 — наполнитель — пылевидный кварц
60% 4- кварцевый песок 40%; 2 — на-
полнитель — пылевидный кварц 40% 4"
4* кварцевый песок 30% 4- крошка плав-
леного кварца 30%
прочности керамики от содержания
SiOa в этилсиликате, а на рис. 2 —
от количества и состава наполнителя
(3]. С увеличением в составе смеси
количества наполнителя повышается
прочность и уменьшается усадка ке-
рамики. Существенным недостатком
для суспензии является замешанный
в ней воздух, который остается в за-
твердевшей суспензии в виде пузырей
и уменьшает прочность керамики, а
в отдельных случаях может быть
причиной образования поверхностных
газовых пороков на отливках.
Отверждение должно происходить
так, чтобы не создавалась седимента-
ционная неоднородность и успевали
всплывать пузыри воздуха. При за-
ливке в опоку или стержневой ящик
суспензия должна воспроизвести по-
верхность модели (или стержневого
ящика). Поэтому при гравитационном
заполнении важно, чтобы к концу
заливки текучесть существенно не
изменялась, а отверждение началось
после окончания заливки.
Заполнение стержневых ящиков мож-
но проводить под давлением, когда
суспензия находится в вязкопластич-
ном состоянии и седиментационно
устойчива. Для улучшения заполнения
суспензией ящика или опоки может
быть использована вибрация. При
применении вакуума огеливаемая су-
спензия лучше воспроизводит поверх-
ность модели. Структура и располо-
жение трещин, получающихся при
удалении летучих из «сырца», опре-
деляет качество керамики в целом.
Поэтому важен режим удаления лету-
чих, от которых зависит трещи но-
образование. Например, установлено,
что если выдержать после отвержде-
ния (до поджигания) 12—20 с, обра-
зуется мелкая поверхностная сетка
трещин и сквозные каналы, число и
размер которых обеспечивает форми-
рование качественной поверхности от-
ливки.
При крупных трещинах на поверх-
ности образуются приливы (гребешки)
высотой 0,3—0,5 мм, а при отсутствии
сквозных каналов образуются мелкие
воздушные поверхностные раковины,
создающие на поверхности отливки
газовую шероховатость. Испарение ле-
тучих через открытую поверхность
зависит от коэффициента внешней диф-
фузии d испаряющейся с поверхности
жидкости и внутренней диффузии D,
поступающей к поверхности испаря-
ющейся жидкости. Если внешняя диф-
фузия окажется больше внутренней,
будут создаваться условия трещино-
образования на поверхности испаре-
ния, которое будет тем больше, чем
толще слой керамики. Условия испа-
рения, а следовательно, и условия
трещинообразования будут опреде-
ляться соотношением dzD, характе-
ризующим связь между диффузионным
полем по толщине керамики и массо-
обменом на ее поверхности. При под-
жигании спирта происходит быстрое
удаление жидкости из пор гелеобраз-
ной массы и объемная ее усадка.
Так как гель распределен между
зернами огнеупорного наполнителя,
то в системе гель—наполнитель возни-
кает внутреннее напряжение, приво-
дящее к образованию микро- и макро-
трещин. Ориентация трещин обычно
нормальная к плоскости «горения».
По мере удаления от поверхности
горения наблюдается увеличение рас-
крытия трещин, обусловленное посту-
плением спирта в глубину стенки
вследствие явления термовлагопр©вод-
ности.
При быстром удалении летучих фор-
мируется обычная сетка трещин. Если
трещины равномерно располагаются
Песчано-керамические формы
135
по сечению стенки керамики и имеют
вид расширяющегося клина от рабо-
чей поверхности, то создаются усло-
вия для естественного направленного
воздушного потока, который стремится
от мест с более высокой температурой,
где вязкость воздуха больше, в места
с меньшей температурой, где вязкость
воздуха меньше. В этом случае отливка
получается с гладкой поверхностью.
При нарушении этого условия и при
наличии замкнутых пор в стенках
при их нагреве создается повышенное
воздушное давление, что приводит
к проникновению воздуха через микро-
трещины к границе раздела металл—
форма.
Если давление металла меньше
давления воздуха в порах, то начи-
нается проникновение пузыря в ме-
талл.
При быстром образовании корки
металла (малый перегрев) пузыри не
проникают полностью в металл, а
лишь создают газовую шероховатость.
Если перегрев таков, что керамическая
форма разогревается до температур
начала кристаллизации, то воздушной
шероховатости не наблюдается. Усло-
вия проникновения пузыря в металл
определяются размером пор (трещин).
При этом связь между радиусом про-
никающего пузыря и радиусом поры
может быть описана уравнением [13]
~ V 2 (у' ’
где /?кр — критический размер пу-
зыря; — радиус поры; о — поверх-
ностное натяжение; у' ну" — плот-
ности соответственно металла и газа.
Термическую обработку форм, как
указывалось, осуществляют при тем-
пературе 850—900 °C в течение 2—3 ч.
Газотворность керамики после термо-
обработки при оценке ее стандартными
методами практически отсутствует. За-
ливку керамических форм осуществ-
ляют как в горячем, так и в холодном
состоянии. При заливке холодных
форм появляется опасность вредного
влияния адсорбированной влаги. Тех-
нология заливки керамических форм
и очистка отливок не отличаются от
обычной технологии, принятой при
применении других форм. Большой
расход этил силиката наблюдается при
изготовлении керамических объ-
емных форм и стержней из огеливае-
мых суспензий обусловил необходи-
мость его замены. В результате работ
в этом направлении предложено заме-
нить этилсиликат связующим КС (со-
ляно-кислый водный золь кремниевой
кислоты) [5]. На этом связующем были
получены керамические стержни для
крыльчаток. Это связующее не полу-
чило широкого применения из-за неста-
бильности процесса, длительности от-
верждения, зависящего от pH смеси.
Замена этилсиликата связующим АРК
[2] позволила получать формы почти
одинакового качества с этилсиликат-
ными.
Предложены для применения водные
растворы тексиметафосфата натрия
Na6P8O18, а также водный раствор
MgCl2, MgO, раствор нафталина в
эфире. Несмотря на то, что ведется
интенсивная работа по замене этил-
силиката другими связующими, пока
равноценного заменителя не найдено.
Для экономии этилсиликата наиболее
перспективным является использова-
ние двухслойных керамических форм
с тонкостенной облицовкой. Это воз-
можно при условии повышенной запол-
няемости керамики и дешевых мето-
дов получения накладных «тел».
2. Песчано-керамические
(керамизированные) формы
Для уменьшения расхода дорогой
огеливаемой суспензии применяют пес-
чано-керамические формы. При этом
формовку осуществляют по двум моде-
лям или по одной модели, но с наклад-
ным телом. При формовке по двум
моделям одна увеличенная модель слу-
жит для формовки, например, песчано-
жидкостекольной формы, размеры по-
лости которой отличаются от размеров
основной модели, формирующей кера-
мическую облицовку, на 0,01—0,02 м
и более. Изготовленная песчано-жидко-
стекольная форма накладывается на
модель, и в образовавшийся зазор
через отверстие — литник, заливается
огеливаемая суспензия. Вместо фор-
мовки по двум моделям может быть
I Зв
РАЗЪЕМНЫЕ КЕРАМИЧЕСКИЕ ФОРМЫ
Рис. 3. Технологическая проба для
оценки текучести суспензии
применена формовка по одной модели
с накладным «телом», которое может
быть изготовлено из пластмасс, ре-
зины и других материалов. При фор-
мовке по этому способу на модель уста-
навливают накладное «тело» толщи-
ной 0,01—0,02 м. Как и в предыдущем
случае, отформовывается песчано-жид-
костекольная форма с увеличенными
размерами, которая затем наклады-
вается на модель, а в образовавшийся
зазор заливается огеливаемая суспен-
зия. Оба способа отличаются лишь
тем, что модель заменяется накладным
«телом», для изготовления которого
требуется меньше затрат. Двухслой-
ные формы используют как за рубе-
жом, так и в Советском Союзе. На-
пример, в Японии этим методом отли-
вают штампы из чугуна для штамповки
кузова автомобиля [16], а в СССР —
для отливки крупных деталей. Недо-
статком двухслойных форм является
усложненная оснастка и термообра-
ботка. При поверхностной термообра-
ботке в керамике толщиной 0,02 м
создается градиент температуры и об-
разуются трещины. При обработке
в печах различие коэффициентов тер-
мического расширения керамического
слоя и песчаной части формы также
приводит к растрескиванию. При ин-
дивидуальном и мелкосерийном произ-
водстве затраты на усложненную ос-
настку не компенсируют экономии на
уменьшение расхода огеливаемой су-
спензии. Для крупной серии и при
применении точных опок, позволяющих
получать формы с тонкостенной
(0,005—0,006 м) керамикой, может
быть осуществлена поверхностная тер-
мообработка без образования трещин.
Имеются предложения по примене-
нию шамотных форм с нанесением на
них огеливаемых суспензий разбрыз-
гиванием. При таком способе расход
огеливаемой суспензии составляет все-
го 5%, но качество поверхности пони-
женное, так как керамический слой
формируется не по поверхности модели.
Предложения по нанесению огеливае-
мой суспензии на модель не получили
применения из-за трудности отделения
модели от них.
В работах [7—9] предложена тех-
нология получения двухслойных тон-
костенных форм, при этом с целью
формирования облицовочного слоя, со-
измеримого со слоем краски, необхо-
димо осуществлять гидрофобизацию
поверхности формы. Необходимость
гидрофобизации вызвана тем, что при
протекании суспензии по песчаному
каналу происходит капиллярное впи-
тывание ее жидкой составляющей, что
вызывает уменьшение текучести, а
когда твердая фаза суспензии дости-
гает 20%, то текучесть равна 0. Для
предотвращения этого впитывания не-
обходимо, чтобы силы связи между
жидкостью и твердыми частицами су-
спензии превосходили капиллярное да-
вление.
Для устранения капиллярного впи-
тывания на опорную песчаную основу
наносят пульверизатором или кистью
гидрофобные пленки, например, из
кремнийорганического лака КЛТ-ЗЛ,
кремнийорганических жидкостей
КМФ-29, МФ-50. Дифрактометриче-
ский анализ показывает, что между
гидрофобизатором и зерном SiO2 воз-
никают химические . связи. Оценка
влияния гидрофобизаторов на теку-
честь суспензии осуществлялась
по технологической пробе в виде
концентрических каналов сечениями
IX 10, 2Х 10, ЗХ 10, 5Х 10, 10Х 10 мм
(рис. 3), формирующихся между алю-
миниевой плитой и песчаной формой.
Влияние гидрофобизации на теку-
честь суспензии, оцениваемую по дли-
не заполнения канала, представлена
на рис. 4 (для канала 1X10 мм кри-
вая 1 — до гидрофобизации, кривая
2 — после гидрофобизации; для ка-
нала 10Х 10 кривая 4 — до гидрофоби-
зации, кривая 5 — после гидрофоби-
зации). Из приведенных данных сле-
дует, что благодаря гидрофобизаторам
Песчанснкерамические формы
137
можно увеличить текучесть в 1,5—
2 раза; при этом гидр офоби заторы
эффективнее действуют для малых
сечений. При заполнении каналов су-
спензией под давлением, что осуще-
ствлялось из камеры 1 (см. рис. 3)
эффект давления представлен кривы-
ми 3 и 6 (см. рис. 4) соответственно для
сечений IX 10 и 10Х 10 мм при гидро-
фобизированных каналах. Под влия-
нием давления происходит отделение
жидкости, при этом тем в большей сте-
пени, чем меньше пластическая проч-
ность Рт (Рт определяют коническим
пластомером Ребиндера). Так, напри-
мер, при Рт — 0,01 МПа и внешнем
давлении 0,3 и 0,7 МПа количество
отделившейся жидкости составило 15
и 25%, в то время как при тех же
давлениях, но при Рт = 0,03 МПа
всего лишь 2 и 4%.
В процессе изготовления керамиче-
ской облицовки суспензия проходит
через вязкопластическое, упругопла-
стическое и упругое состояния. Ве-
личину упругих характеристик кера-
мики и время их существования можно
определить с помощью импульсных
приборов.
По скорости распространения в от-
вержденной керамике продольных
и поперечных vs ультразвуковых волн
вычисляют модуль Юнга Е, модуль
сдвига G, коэффициент Пуассона р.
Реологические характеристики, по-
лученные указанным способом, пред-
ставлены на рис. 5, из которого сле-
дует, что процесс структурообразова-
ния может быть разделен на периоды
формирования (от 0 до нижнего пере-
гиба) и упрочнения (от нижнего до
верхнего перегиба), продолжительность
которых зависит от концентрации оге-
ливателя. Так, при концентрации оге-
ливателя 1—2% (кривые /, 2) период
формирования значительно превышает
период упрочнения, в то время как
при концентрации огеливателя 3—5%
{кривые 3—5) зависимость обратная.
Знание процесса изменения упругих
характеристик керамики позволяет пре-
дупредить появление на ее поверх-
ности крупных трещин путем предва-
рительного снятия внутренних напря-
жений. Для этого необходимо за время
изменения Рт от 0,05 до 0,55 МПа и
Е от 1,8-108 до 2,6-108 МПа (см.
О 12 3 4 5
Количество геле образование ля, %
Рис. 4. Влияние гидрофобизации на
текучесть суспензии
рис. 5) отделить модель от формы и
удалить летучие выжиганием. При
этом величина адгезии упругопласти-
ческой керамики (рис. 6) к модели
(кривая /) при изменении угла на-
клона ее стенок от 0 до 180° в 6—8 раз
меньше, чем керамики, характеризу-
ющейся наибольшими прочностными
показателями (кривая 2).
Для завершения дегазации облицов-
ки форму после выгорания раствори-
теля (спирта или ацетона) обычно
подвергают поверхностной тепловой
обработке, но при толщине облицовки
0,1—0,2 мм в этом нет необходимости,
так как остаточное содержание газов
в керамике может быть устранено при '
заливке перегретым металлом. При
тонких керамических облицовках мо-
гут быть получены отливки из чугуна
с параметром шероховатости Ra =
= 10-4-20 мкм по ГОСТ 2789—73.
Примеры отливок, полученных при
заливке формы с тонкостенной обли-
цовкой, представлены на рис. 7.
Прослойки гидрофобизаторов позво-
ляют, кроме увеличения текучести
суспензии, устранить миграцию влаги
из стенок формы в облицовку, что
важно при выдержке формы перед
заливкой.
Поверхностная обработка затвер-
девшей огеливаемой керамики орто-
фосфор ной кислотой, фосфатами алю-
миния увеличивает прочность керами-
138
РАЗЪЕМНЫЕ КЕРАМИЧЕСКИЕ ФОРМЫ
6-10,мпаЕ-10,мпа
М Рт<10,МПа
О 1,1 44 Ь,8 6,0 7,1 8,Ь
Время отверждения 'С10г,с
Рис. 5. Реологические характеристики
суспензий.
М — коэффициент Пуассона
ческого слоя и уменьшает трещино-
образование. Упрочнение керамиче-
ских облицовок при этом происходит
при взаимодействии фосфатных ионов
с гелем кремниевой кислоты по воз-
можной реакции
4Н3РО4+ 2SiO2->2SiO2-P2O6+ 6Н2О.
Установлено, что при обработке
60%-ной ортофосфор ной кислотой про-
исходит упрочнение огеливаемой кера-
мики в 3—4 раза.
Упрочнение такой керамической об-
лицовки целесообразно при примене-
нии давления как при заполнении
форм, так и при питании кристалли-
зующейся отливки под повышенным
давлением.
Успех получения песчано-керамиче-
ских форм с тонкостенной облицовкой
в значительной степени зависит от
получения тонкостенных накладных
тел.
Накладные тела можно получать
различными способами, но наиболее
зарекомендовавшим является способ
получения накладного тела из термо-
пластического материала, например
полистирола. При этом материал на-
гревают до пластического состояния
и обжимают вокруг модели, придавая
необходимые размеры и форму, кото-
рые фиксируют при охлаждении тер-
мопласта.
Обжатие термопласта вокруг мо-
дели можно осуществлять благодаря
созданию вакуума под листом через
венты в модели, а также обжатием
гибкой диафрагмой. Оба этих метода
Рис. 6. Адгезия упругопластической
керамики
широко используют при формовании
литейных форм.
Успех использования термопластов
зависит от размера модели и оптималь-
ных температур нагреваемого листа,
так как при температурах нагрева
менее 230 °C пластичность недоста-
точная и ухудшается воспроизводи-
мость термопластом модели, а при
нагреве более 250 °C термопласт течет
и наблюдаются разрывы оболочки.
Рис. 7. Пример отливки, полученной
с применением керамического стержня
Песчано-керамические формы
139
При температурах нагрева в пределах
230—250 °C воспроизводимость модели
составляет 93—100%, достигая макси-
мума при 240 °C.
Накладные тела можно получать из
холоднотвердеющих пластмасс. Исход-
ным материалом по этой технологии .
являются: протакрил, стадо нт, фторак
и др.
Схема изготовления накладных тел
представлена на рис. 8. На модель 1
наносят слой пластилина или глины 2
необходимой толщины, обычно 3—
5 мм, а затем слой гипса 3 толщиной
20—40 мм. Затвердевшую гипсовую
корку (рубашку) легко отделяют от
модели и сушат 10—12 ч при 100 °C.
С модели счищают нанесенный ранее
слой гипса или пластилина и наносят
тонкий (0,5 мм) слой парафина. Затем
на модель устанавливают гипсовую
рубашку. В зазор между моделью
и гипсовой рубашкой вливают раствор
пластмассы 4. После окончания твер-
дения пластмассы гипсовую рубашку
разрушают, разделяют пластмассовую
оболочку 5 и модель /, оболочку тща-
тельно очищают от следов парафина
и пластилина.
Данный метод позволяет быстро
получать достаточно точные наклад-
ные тела сложной конфигурации. При-
менение холоднотвердеющей пласт-
массы, например пластмассы Норак-
рил, обеспечивает получение по
деревянной модели накладного тела
для многократной формовки.
Для предохранения от прилипания
облицовки из огеливаемой суспензии
к модели можно применять раздели-
тельные покрытия, например пара-
фин — 20% , бензин — 80% , синтети-
ческий каучук — 10% , уайт-спирит —
90%. Можно применять также вазе-
линовое масло. Эффективным средст-
вом для отделения модели от формы
является подача сжатого воздуха на
границу раздела модель — форма. Для
этого в модели выполняют одно-два
отверстия диаметром 4—5 мм, которые
закрывают пробкой во время заливки
суспензии. После затвердевания смеси
пробки удаляют, а канал соединяют
с источником сжатого воздуха. При
давлении (3~-5) 10б Па модель легко
отделяется от формы.
Рис. 8. Схема изготовления накладных
тел
Для опорной части формы могут
быть применены песчано-жидкосте-
кольные пластичные смеси, а также
наливные (ЖСС) и шамотные смеси
после их поверхностной тепловой обра-
ботки при температурах 600—700 °C.
Можно применять также песчано-
глинистые смеси, если облицовочный
слой подвергается обработке при тем-
пературах 600—700 °C и отделен от
наполнительного гидрофобизаторами.
При тепловой обработке облицовок
из огеливаемых суспензий, покрыва-
ющих формы на органических свя-
зующих, последние сгорают и обли-
цовка плохо удерживается на поверх-
ности формы. С повышением термо-
стойкости органического связующего
прочность контакта облицовки с по-
верхностью формы увеличивается. Воз-
можно также применение двойного
слоя керамики, разделенного огне-
упорной (стеклоэмали) гидрофобизи-
рующей прослойкой. При этом рабо-
чая часть облицовки при тепловой
обработке прогревается до температур
700—1000 °C в зависимости от зали-
ваемого металла (для стали 950—
1000 °C, для чугуна 800—900 °C, для
алюминия 700—750 °C).
Толщина нерабочей части керамики
должна быть такой, чтобы на границе
140
РАЗЪЕМНЫЕ КЕРАМИЧЕСКИЕ ФОРМЫ
керамика — форма температура не до-
стигала температур деструкции орга-
нического связующего. При этом тол-
щина керамики будет тем меньше, чем
выше температура деструкции орга-
нического связующего. Такой процесс
сложнее, чем процесс облицовки одно-
слойной керамикой песчано-жидкосте-
кольных форм. Однако для сложных
и тонких полостей с параметром шеро-
ховатости поверхности Ra не выше
10—20 мкм по ГОСТ 2789—73 (напри-
мер, насосное литье), где удаление
песчано-жидкостекольных стержней за-
труднено, такой процесс себя оправ-
дывает.
Керамизированные формы легко ад-
сорбируют влагу, поэтому их целе-
сообразно подогревать перед заливкой
до температур 400—450 °C.
3. Керамические формы
и стержни, получаемые
твердофазным спеканием
При применении керамических форм
из холодных огеливаемых суспензий
на базе этилсиликата или его замени-
телей связующим служит силикогель.
Если огнеупорной основой является
кремнезем, то создается однородная
форма со сравнительно легко спекае-
мыми частицами кремнезема. Заливка
в такие формы, например,углероди-
стой стали дает хорошие результаты,
однако для заливки марганцовистой
стали такие формы уже не пригодны,
так как происходит активное взаимо-
действие между оксидами марганца
и кремнеземом. Замена кремнезема
магнезитом затруднена, так как маг-
незит дает щелочную реакцию, что
вызывает быстрое гелеобразование ги-
дролизованного этилсиликата и, как
следствие, нестабильность процесса.
Кроме того, при взаимодействии крем-
незема с любыми другими оксидами
огнеупорность формы в целом умень-
шается. Так, например, формы из
оксида магния, имеющего температуру
плавления 2800 °C, при взаимодей-
ствии с кремнеземом в процессе обжига
вследствие твердофазных реакций об-
р азу ют форстер ит Mg2SiO4, темпер атур а
плавления которого 1910 °C, а при
наличии примесей железа образуется
оливин (MgFe)2-SiO4, температура
плавления которого 1750—1800 °C.
То же происходит при взаимодействии
кремнезема с другими огнеупорными
оксидами, т. е. образуются силикаты
с температурой плавления меньшей,
чем чистые оксиды.
Современные жаропрочные сплавы
плавят и заливают в условиях ва-
куума. Оксид кремния и силикаты
в этих условиях менее устойчивы,
чем тугоплавкие оксиды. Для некото-
рых литейных форм (стержней) тре-
буются такие материалы, когда нали-
чие кремнезема в составе форм исклю-
чается вообще: например, при приме-
нении солей для растворимых стерж-
ней или применении металлических
порошков для изготовления отдель-
ных частей форм в виде пористой
металлокерамики, пропитываемой ма-
тричным металлом. Все это — хими-
ческая инертность по отношению к ос-
новным оксидам, необходимость высо-
кой огнеупорности для изготовления
отливок из специальных сплавов, ус-
тойчивость в вакууме, применение
солей для растворимых стержней, при-
менение металлопорошков —- делает не-
желательным наличие кремнезема в
составе литейных форм. Поэтому воз-
никла необходимость изготовления
форм (стержней) из чистых оксидов —
оксидной керамики, из солей соле-
керамики, из спеченных металлопо-
рошков.
При разработке процесса, обеспечи-
вающего получение стержней (форм)
из чистых оксидов, солей, металло-
порошков, при применении которых
могла быть обеспечена отливка с высо-
кой геометрической точностью, был
использован опыт керамической про-
мышленности [1] в изготовлении ке-
рамики из оксидов, пластифицирован-
ных легкоплавкими органическими
расплавами. Из таких «горячих» су-
спензий изготавливают формы (стерж-
ни), которые подвергают термической
обработке для удаления органических
составляющих и для твердофазного
спекания огнеупорных порошков.
Такой метод был применен и для
изготовления из оксидной керамики
стержней (рис. 9), используемых при
получении пустотелых лопаток, зали-
ваемых в вакууме £1, 4]. Для изго-
Формы и стержни, получаемые твердофазным спеканием
141
Рис. 9. Стержни, полученные твердофазным спеканием, для пустотелых ло-
паток
товления литейных форм по этому
методу потребовалось разработать но-
вые приемы, не применяемые ранее
в керамической промышленности, что
привело к разработке ГПСМО-про-
цесса [10]. При изготовлении форм
и стержней из порошков оксидов
(SiO2, ZrO2, MgO, А12О3) или силика-
тов (Mg2SiO4, Zr2SiO4, 3Al2O8-2SiO2)
из солей или металлических порошков
с использованием солеметаллических
моделей (ГПСМО-процесс) или без их
использования технологический про-
цесс состоит из следующих операций:
приготовление огнеупорного порошка;
приготовление «горячей» суспензии (па-
сты, шликера); приготовление из «го-
рячей» суспензии форм (стержней);
тепловая обработка форм (стержней);
заливка и очистка отливок.
Осуществление этих операций при
использовании форм (стержней) из
оксидов керамики, солекерамики и
спеченных металлических порошков
имеет свои особенности.
В зависимости от условий работы
литейной формы применяют порошки
для оксидной керамики: плавленый
кварц, корунд, обладающие малым
коэффициентом термического расши-
рения (используют для форм сложной
конфигурации и повышенной размер-
ной точности); .хромистый железняк,
хромомагнезит (для форм с повышен-
ной огнеупорностью); циркон, оксид
титана (для форм, работающих в ус-
ловиях вакуума); магнезит (для форм,
применяемых для марганцовистых ста-
лей); хлористый натрий, хлористый
калий (для растворимых в воде стерж-
ней, применяемых при изготовлении
алюминиевого литья); порошки железа,
карбиды, нитриды, бориды (для изго-
товления литейных форм или их ча-
стей, пропитываемых матричным ме-
таллом *). Порошки должны быть опре-
деленного гранулометрического соста-
ва, который определяет механические
и литейные свойства суспензии (пасты).
Для порошков оксидов и силикатов,
а также солей основная доля частиц
(40%) рекомендуется с размерами не
более 50 мкм, при этом чем больше
в составе частиц фракции" «тазик»,
* Технология приготовления и ис-
пользования спеченных металличе-
ских порошков рассматривается в раз-
деле композиционного литья.
142
РАЗЪЕМНЫЕ КЕРАМИЧЕСКИЕ ФОРМЫ
Рис. 10. Схема строения пасты («го-
рячей» суспензии):
С1»Н8В; О —СООН; = —парафин
тем лучшей прессуемостыо обладают
такие пасты, а также увеличивается
гладкость поверхности керамики, сни-
жается температура спекания.
Приготовление порошков для ок-
сидной керамики состоит из дробления
(на дробилках, размалывающих бе-
гунах, с применением электрогидра-
влического эффекта) частиц до разме-
ров 1—2 мм и размола (на шаровых,
струйных или вибромельницах) частиц
до размера менее 50 мкм. Пасту можно
приготовить из силикогеля, получае-
мого из этилсиликата, растворимого
стекла, например, по реакции
Na2O*nSiO2+ 2NH4C1 ->nSiO2 +
+ 2NaCl + Н2О + 2NH8.
При этом силикогель, изготовлен-
ный из растворимого стекла, следует
тщательно промыть и контролировать
промывочные воды на ион хлора, с тем
чтобы в силикогеле не оставалось
плавней (NaCl). Пасты из силикогеля
обладают высокой пластичностью, а
формы из них легко спекаются при
температурах 900 °C, что объясняется
высокой дисперсностью порошков. Од-
нако такие порошки, особенно при
приготовлении их из этилсиликата,
дорогие и применяются в исключи-
тельных случаях при недопустимости
каких-либо примесей к кремнезему.
Для получения порошков из солей
последние подвергаются размолу. От-
деление мелкой фракции просеива-
нием затруднено, так как сита «заса-
ливаются», поэтому эффективнее от-
бирать мелкие фракции по ходу раз-
мола методом воздушной сепарации
или осуществлять размол по времени.
Приготовляют пасту («горячую» су-
спензию) смешиванием огнеупорного
порошка и расплавленного пластифи-
катора. В качестве пластификатора
можно использовать парафин. При
этом седиментационная устойчивость
достигается при введении поверхност-
но-активных веществ, которые создают
связь между дисперсионной средой
и диспергированной фазой. Того же
можно достигнуть увеличением вяз-
кости дисперсионной среды. Если дис-
персионной средой служит расплавлен-
ный парафин, то стабилизатором мо-
жет быть жирная кислота, например
стеарин С17Н8бСООН. Наибольшая
устойчивость суспензии достигается
при взаимодействии полярной группы
стабилизатора (СООН) с поверхност-
ными атомами твердых частиц.
Схема строения пасты-суспензии
представлена на рис. 10, из которого
следует, что полярная группа стаби-
лизатора обращена к частицам огне-
упорного порошка и прочно с ними
связана, особенно если происходит
омыление, а углеводородная часть
образует с парафином (углеводородом)
смесь с химическими связями между
углеродом и водородом. Если в пара-
фин вводить полиэтилен, то он в па-
рафине набухает, увеличивает его вяз-
кость и препятствует расслаиванию
огнеупорного порошка и парафина.
Количество ПАВ (стеарина) составляет
1,5—2% массы пасты. Необходимое
количество парафина зависит от зер-
нового и химического состава порошка.
Так, например, для кремнезема тре-
буется 14—15% парафина (по массе),
для циркона, хромистого железняка,
хромомагнезита требуется около 10% ,
для железного порошка 10—12%, для
соли 15—16%.
В качестве смесителей для пригото-
вления пасты используют шнековые
смесители, шаровые мельницы и бе-
гуны с обогревом. Предварительный
разогрев порошка до 150 °C и пласти-
фикатора до 100 °C. Более высокие
температуры нагрева нецелесообразны,
Формы и стержни, получаемые твердофазным спеканием
143
так как связка начинает интенсивно
испаряться. Паста должна обладать
хорошей текучестью, малой усадкой,
прочностью после затвердевания.
Текучесть пасты зависит от ее седи-
ментационной устойчивости. Если она
создается за счет добавок, которые по-
вышают вязкость пластификатора, то в
этом случае увеличение вязкости поло-
жительно влияет на текучесть пасты.
Вязкость пасты зависит от состава
огнеупора; так, например, если при
80 °C вязкость муллитовой пасты со-
ставляет 80 с (время вытекания пасты
через отверстие заданного размера),
то вязкость корундовой пасты соста-
вляет только 15 с, т. е. в 5 раз меньше,
а цирконовой 40 с, т. е. меньше
муллитовой в 2 раза. Способность
пасты заполнять каналы зависит от
процессов химического взаимодействия
между огнеупорным порошком и по-
верхностно-активной добавкой. На-
пример, более активное химическое
взаимодействие стеарина с хромистым
железняком по сравнению с кварцем
определяет большую стабильность и
текучесть хромистожелезняковой па-
сты. При увеличении количества пара-
фина текучесть пасты повышается, но
ухудшается поверхность формы после
обжига.
Линейная усадка пасты зависит от
характера огнеупорного порошка, для
кварцевой пасты усадка составляет
0,43%, для хромомагнезитовой 0,58%,
для оксида титана 0,485%. Термиче-
ское расширение огнеупорного порош-
ка в температурном интервале 20—
100 °C составляет от 2-Ю-6 до9-10“6,
парафина 1 • 10“3 1/°С. Объемная усадка
связки, состоящая из парафина (90%)
и стеарина (10%) в интервале темпера-
тур 50—100 °C составляет около 12%,
Механическая прочность пасты за-
висит от характера и дисперсности
порошков, она может изменяться в
широких пределах: из хромистого же-
лезняка 99- 10б Па, кварца 63-105 Па,
циркона 70-Ю5 Па, оксида титана
47-Ю5 Па. Прочность пасты обычно
более высокая, чем пластификатора,
что связано с уплотнением связки на
поверхности огнеупорных частиц. При
этом плотность парафина в адсорб-
ционных слоях увеличивается до
(0,984-1,1) 103 кг/м<.
Изготовлять формы можно по ме-
таллическим моделям, но комбини-
рованным, состоящим из металличе-
ских частей и вставок, изготовлен-
ных из солей, а также полностью по
соляным моделям. По этим моделям
формы можно получать прессованием
или намораживанием. Для получения
тонкостенной формы прессованием мо-
дельная оснастка должна состоять из
модели, формирующей полость формы,
из контрмодели (контурной плиты),
образующей наружные контуры формы
и устройства для удаления модели.
Наружная конфигурация формы либо
должна повторять конфигурацию мо-
дели, либо может быть упрощена, если
при этом не создается большой раз-
ницы в толщине стенок.
Прочность форм как до обжига,
так и после него достаточно велика,
и поэтому даже для массивных отли-
вок толщина стенок формы может не
превышать 5 мм, а в ряде случаев
возможно изготовление форм с тол-
щиной стенок 1,5—3 мм. Прессование
можно осуществлять на прессах лю-
бого рода. Для введения пасты в
пресс-форму могут служить прессовые
цилиндры с поршнем. Процесс прессо-
вания легко механизировать.
Намораживание пасты на поверх-
ность модели может быть осуществлено
путем ее окунания в расплавленную
пасту (для мелких моделей) или нане-
сением пасты на модель кистью (для
крупных моделей).
Формы по металлическим моделям
можно изготовлять неразъемными или
составными (состоящими из отдель-
ных частей — полуформы, стержни,
литниковые системы).
Керамические стержни могут быть
изготовлены пустотелыми с примене-
нием солеметаллической или соляной
вставки. Пример части стержня для
лопастного колеса, внутренняя полость
которого получена по растворимой
вставке из натриевых или калиевых
селитр, представлена на рис. 11. На-
личие таких полостей существенно
облегчает удаление стержней из от-
ливок. Комплект таких стержней, со-
бранных после обжига, представлен
на рис. 12.
Могут быть применены комбиниро-
ванные формы: песчаная форма —
144
РАЗЪЕМНЫЕ КЕРАМИЧЕСКИЕ ФОРМЫ
Рис. 11. Стержень-сектор для лопаст-
ного колеса до обжига (внутренняя
полость получена по соляной вставке)
керамический стержень в тех случаях,
когда необходимо иметь высокую чи-
стоту поверхности только внутри от-
ливки. Пример таких форм для ротора
турбобура представлен на рис. 13.
Заливка осуществляется на центро-
бежной машине. Параметр шерохова-
тости таких отливок Ra — 104-20 мкм,
выходная кромка лопатки имеет тол-
щину до 0,36—0,4 мм. При заливке
в холодные формы углеродистой стали
обезуглероженный слой при этом от-
сутствует.
Солекерамику для алюминиевого
литья целесообразно использовать, на-
пример, для турбинных колес закры-
того типа при сложных каналах ма-
лого сечения, где затруднена выбивка
даже песчаных стержней. Стержни из
солекерамики легко растворяются в
воде, параметр шероховатости их по-
Рис. 12. Стержень для лопастного
колеса (собран из секторов, знак —
из песчано-жидкостекольной смеси)
Рис. 13. Комбинированная форма для
турбинки турбобура — керамический
стержень и песчаная форма
верхности Ra = 104-20 мкм. Пример
такого соляного стержня представлен
на рис. 14.
При тепловой обработке форм, полу-
чаемых по ГПСМО-процессу, сино-
ксаль-процессу, происходит удаление
органических материалов и спекание
огнеупорного порошка. При изгото-
влении форм из отдельных частей,
кроме того, происходит спекание по
плоскостям, в результате чего обра-
зуется единая неразъемная форма.
Тепловая обработка проводится после
засыпки огнеупорного порошка, кото-
рый является опорным материалом и
сохраняет конфигурацию формы. Та-
кие огнеупорные порошки должны
удовлетворять следующим требовани-
ям: обладать хорошей текучестью,
с тем чтобы при засыпке форм была
создана равномерная опора; хорошо
Рис. 14. Пример стержня сектора из
солекерамики для турбинки из алю-
миния
Формы и стержни, получаемые твердофазным спеканием
145
адсорбировать расплавленные органи-
ческие материалы; не должны взаимо-
действовать с огнеупорной основой
формы.
Наи лучшей адсорбционной способ-
ностью обладают порошки глинозема,
обожженного при температуре 1200—
1350 °C, и магнезии, обожженной при
температуре 900 °C. При этом чем
выше степень дисперсности порошка,
тем эффективнее протекает процесс
адсэрбции. Удаление связки проис-
ходит в последовательности: разогрев
материала формы и расширение его
в твердом состоянии, переход из
твердого в жидкое состояние, мигра-
ция связки в жидком состоянии, гази-
фикация связки по температурным
фракциям, выгорание твердых остат-
ков. Протекание этих процессов по
толщине изделия зависит от скорости
нагрева.
При быстром нагреве иногда одно-
временно протекают все этапы удале-
ния связки и газообразование во
внутренних слоях может разрывать
обжигаемую форму.
Потери связки при увеличении вре-
мени выдержки возрастают для каж-
дой данной температуры лишь до
определенного предела, что зависит
от фракционного ее удаления. Состав
связки определяет прочность сцепле-
ния адсорбционных слоев с поверх-
ностью минеральных частиц. При этом
чем больше сцепление, тем труднее
происходит удаление связки. При об-
жиге происходит твердофазное спека-
ние огнеупорных частиц. Если формы
изготовляют из огнеупорных материа-
лов, у которых процессы, оказыва-
ющие влияние на объемные изменения,
не происходят, то точность форм
повышается. Процесс спекания в ос-
новном происходит вследствие реак-
ций в твердом состоянии, но некоторое
значение имеют и стекловидные пленки.
Температура спекания в зависимости
от материала колеблется от 0,5 до
0,8 температуры его плавления. Осо-
бое значение реакции в твердом состоя-
нии приобретают при изготовлении
изделий из чистых оксидов.
Процессы твердофазного спекания
происходят в определенной последо-
вательности; если, например, веще-
ства А и Б вступают в химическую
реакцию, то при постепенном повыше-
нии температуры вначале происходит
поверхностная адсорбция атомов, при-
водящая к образованию соединений
адсорбционного типа, затем начинают
возникать единичные частички стехио-
метрического соединения, но располо-
женные беспорядочно, затем проис-
ходит упорядочение расположения ча-
стиц и образование кристалла стехио-
метрического соединения. Дальнейший
процесс взаимодействия идет путем
диффузии реагирующих веществ через
ранее возникшие прослойки образо-
вавшихся соединений. Если масса со-
стоит из молекул, не вступающих
в химическую реакцию друг с другом,
то процесс по мере повышения тем-
пературы протекает в последователь-
ности: склеивание частиц, поверхност-
ная диффузия, объемная диффузия,
образование новых кристаллических
центров.
В реальных условиях вследствие
загрязнения основных материалов при-
месями, дающих легкоплавкие эвтек-
тики, реакции в твердых фазах в чи-
стом виде встречаются сравнительно
редко. Чаще реакции протекают с уча-
стием стекловидных пленок. Такие
стекловидные пленки облегчают раз-
витие реакций и способствуют более
быстрому спеканию литейных форм.
Скорость оплавления отдельных частиц
зависит также от их величины, что
объясняется разной поверхностной
энергией. При этом снижение темпе-
ратуры оплавления тем больше, чем
меньше радиус частиц.
Механические свойства литейных
форм после обжига могут изменяться
в широких пределах — от 0,2 до
5 МПа. Механические свойства зави-
сят от характера огнеупорного порош-
ка, температуры спекания, наличия
минеральных связок, дисперсности по-
рошка. При температуре нагрева выше
950—1000 °C происходит заметный рост
механических свойств, но вместе с тем
увеличивается линейная усадка и ко-
робление форм. При повышении сте-
пени дисперсности порошка улучша-
ется спекание, но увеличивается коли-
чество необходимой органической
связки, что ведет к увеличению усадки
как до обжига, так и после него.
Применение различных минеральных
146
РАЗЪЕМНЫЕ КЕРАМИЧЕСКИЕ ФОРМЫ
Рис. 15. Комплект стержней (35 штук)
для турбинок с криволинейными ло-
патками — собран без доводочных
операций
добавок может увеличить прочность,
ио они не должны увеличивать коэф-
фициент термического расширения ке-
рамики, так как это ведет к уменьше-
нию размерной точности и увеличению
пространственных отклонений форм.
Термическое расширение образцов
зависит от материала порошка. Наи-
меньшим расширением обладают фор-
мы из плавленого кварца, их расши-
рение близко к монолитному кварцу.
Стержни, изготовленные из порошков
плавленого кварца, обладают боль-
шой точностью и не требуют доводоч-
ных операций при сборке (рис. 15).
При наличии оксидов железа в по-
рошке плавленого кварца, которые
Рис. 16. Кривые расширения (верх-
няя кривая)-сжатия керамики:
/ « динас; 2 « шамот; 3 — кварц
попадают при размалывании его в ша-
ровой мельнице, термическое расши-
рение образцов несколько больше, чем
монолитного кварца. Термическое рас-
ширение образцов из других порошко-
образных материалов — циркона, хро-
момагнезита, хромистого железняка,
оксида титана — больше, чем плавле-
ного кварца, однако качество форм
из этих материалов получается также
вполне удовлетворительное. Перспек-
тивными являются порошки динаса
и шамота. Кривые расширения-сжатия
образцов, полученных твердофазным
спеканием из различных материалов,
представлены на рис. 16.
В процессе обжига происходит объ-
единение отдельных частиц и форми-
руется структура с открытыми и за-
крытыми порами. Изолированные поры
связаны между собой малопроницае-
мой керамикой и расположены нерав-
номерно по сечению стенки формы.
Все поры наполнены воздухом, кото-
рый при заливке форм металлом рас-
ширяется. Нарастание давления в от-
дельных порах зависит от их положе-
ния в стенке формы, их прогрева и
отвода воздуха наружу. Если давление
в поре превышает сопротивление про-
никновению воздушного пузыря в ме-
талл, то возможно поражение отливки
поверхностными воздушными ракови-
нами. Это наиболее заметно прояв-
ляется на углеродистой стали, в мень-
шей степени на пленообразующих спла-
вах, а также на толстостенных чугун-
ных отливках.
Устранить дефекты воздушного про-
исхождения можно следующими спо-
собами: уменьшением пористости (за-
крытой) керамических форм; созда-
нием равномерно расположенных пор
по сечению стенок формы; применением
методов заливки, при которых воз-
душные пузыри или не появляются
(заливка в вакууме, в горячие формы),
или их внедрение в металл исключено
(задивка на центробежных машинах).
Получать керамику с малой пористо-
стью можно при повышении темпера-
туры обжига, но это увеличивает усад-
ку, уменьшает точность форм, затруд-
няет удаление их из отливок. Устра-
нить изолированные поры можно до-
бавками силикогеля или угля, кото-
рые при обжиге форм выгорают и
Формы и стержни, получаемые твердофазным спеканием
147
оставляют в стенке формы более рав-
номерно распределенные поры. При
добавке каменноугольной смолы в про-
цессе тепловой обработки форм фор-
мируется коксовая сетка, которая про-
низывает керамику. Удаление кок-
совой сетки при прокаливании в оки-
слительной среде увеличивает прони-
цаемость керамики.
Эффективным методом, позволяющим
устранить дефекты воздушного проис-
хождения, является заливка в горячие
формы без избыточного давления, а
также заливка в холодные формы
под давлением или в условиях ва-
куума.
На рис. 17 представлена схема об-
разования поверхностных вмятин на
отливках.
Образование на поверхности отливок
воздушных вмятин может происходить
в том случае, если в момент формиро-
вания на поверхности отливок жидко-
твердого слоя на границе раздела
металл—форма имеется избыточное да-
вление.
При наличии тупиковых пор /,
заполненных воздухом, образование
поверхностных дефектов на отливке
не происходит, так как быстрый про-
грев поверхностного слоя приводит
к расширению воздуха, увеличению
его объема и к всплыванию избытка
через незатвердевший слой металла.
Если поры 2 и 3 расположены в глубине
стенок формы, то давление в них нара-
стает медленно и проникнуть воздух
к границе раздела металл — форма
может, когда уже появляется жидко-
твердая фаза. В этих случаях отливки
будут поражены газовыми раковинами.
Если пора 3 связана • каналами с
внешней средой, то раковин не
возникает. Управлять расположением
пор и каналов трудно, поэтому необ-
ходимо избегать избыточного давления,
чтобы керамическая стенка формы
имела температуру, равную темпера-
туре затвердевания металла. Этого
можно достичь при перегреве металла.
Если для разогрева стенок формы до
необходимой температуры одного пере-
грева недостаточно, то устанавливается
прибыль для перепуска металла. Время
заполнения такой прибыли определя-
ется необходимым временем прогрева
стенок керамических форм.
Рис. 17. Схема образования поверх-
ностных вмятин на отливке:
А — керамическая стенка формы; Б — жид-
ко-твердое состояние; В—жидкий металл:
1 — открытая (тупиковая) пора; 2 — за-
крытая пора, связанная каналом с ме-
таллом; 3 — закрытая пора, связанная
с внешней средой; воздушная раковина
Заливка в горячие или разогретые
вследствие перепуска керамические
формы обеспечивает получение каче-
ственной поверхности отливок. Усло-
вия разогрева в зависимости от тем-
пературы, толщины стенок, характера
металла могут быть определены по
номограммам в работе [11]. Однако
заливка горячей формы не во всех
случаях целесообразна, так как при
этом ухудшается строение металла и
наблюдается образование обезуглеро-
женного слоя. Если это служит пре-
пятствием. то может быть применено
внешнее давление, создаваемое центро-
бежным способом, или заливка в ва-
кууме. Внешнее давление противопо-
ставляется давлению, развиваемому
в стенках формы. При этом если внеш-
нее давление больше развиваемого
в стенках формы, то каких-либо поро-
ков не наблюдается.
Давление, развиваемое центробеж-
ной машиной, должно быть в пределах
необходимого для получения каче-
ственной поверхности и хорошего за-
полнения тонких кромок. Давление
в стенках керамических форм можно
вычислить по формуле
р (х, т) = А [Т (х, т)—Тф],
148
РАЗЪЕМНЫЕ КЕРАМИЧЕСКИЕ ФОРМЫ
где. р (дс, т) и Т (х, т) — давление и
температура в порах на расстоянии х
от поверхности в момент т; р0 и Тф—
начальные давление в парах и
температура формы; р0 == 105 Па;
А — коэффициент, который может
изменяться от нуля до единицы и
характеризует потери давления вслед-
ствие фильтрации воздуха через ка-
пилляры во внешнюю среду. При
отсутствии капилляров, соединяющих
пору с внешней атмосферой, давление
будет максимальным и А — 1. При
свободной фильтрации воздуха по раз-
витым капиллярам 4=0. При этом
избыточное давление на границе раз-
дела металл — форма также будет
равно нулю.
Удаление стержней, получаемых
твердофазным спеканием, осложнено.
Однако если толщина стержней более
(4—5) 10_§ м, то в них возможны
пустоты, выполняемые с помощью рас-
творимых вставок. Удаление стерж-
ней при пропускании дроби через
такие пустоты в десятки раз сокра-
щает время выбивки. Пример такого
стержня для лопастного колеса пред-
ставлен на рис. 11.
В результате оценки размерной точ-
ности форм, изготовленных по этому
процессу, установлено, что точность
большей части размеров (92%) соот-
ветствует 11—12-му квалитету, при-
чем разница в точности между разме-
рами, перпендикулярными плоскости
разъема и параллельными ей, не на-
блюдается.
4. Изготовление форм
из кварцевых водных
суспензий
При применении керамических форм,
выполняемых по вышерассмотренным
технологиям, надежно могут быть по-
лучены отливки с незначительными
неровностями на поверхности. Тем
не менее размерная точность отливок,
получаемых при применении таких
форм, все же мала, так как она зави-
сит не только от гладкости поверх-
ности формы, но и от деформационных
процессов, которые имеют место как
при удалении газотворных веществ,
так и при процессах спекания, а
также от точности учета усадки за-
твердевающей отливки. Поэтому если
по эксплуатационным условиям необ-
ходима поверхность отливки с малыми
неровностями и она не связана точ-
ными размерами с другими поверхно-
стями, то целесообразно получать по-
верхности, используя керамические
или керамизированные формы. Если же
•поверхности связаны точными раз-
мерами, достигаемыми только при ме-
ханической обработке, то значение
малых неровностей при обработке реза-
нием теряется.
Исследование деформаций форм, ке-
рамизированных огеливаемой суспен-
зией на базе этилсиликата, показы-
вает, что искажение поверхности на-
чинается после отделения модели и
связано с удалением из огеливаемой
керамики жидкой фазы. При этом
в процессе выгорания паров спирта
создается прогревание на вертикаль-
ных и горизонтальных участках формы
до различных температур, что и приво-
дит к неодинаковой деформации на
этих участках.
На горизонтальных участках откло-
нение от оси (биение) достигает 0,5—
0,8 мм, а на вертикальных 0,2—0,3 мм.
При выгорании спирта, а особенно
при обработке керамического покры-
тия горелками наблюдается размягче-
ние песчано-жидкостекольной основы
и также деформация. При понижении
температуры тепловой обработки до
400—500 °C биение может быть сни-
жено.
Однако керамизированные формы
точнее 14-го, а отливки 15-го квали-
тета получить не удается.
Для повышения размерной точности
отливок с использованием керамизиро-
ванных форм керамизацию металличе-
ской модели можно вести заранее из-
готовленными точными керамическими
элементами (оболочками). Для изго-
товления таких элементов можно ис-
пользовать технологию получения
кварцевой керамики. По этой техно-
логии элементы формы получают в та-
кой последовательности: изготовляют
металлическую или деревянную (из
твердых пород дерева) модель элемента,
которым обкладывают модель отливки,
по модели элемента изготовляют гип-
Технологичность отливок, получаемых в керамических формах
149
совый ящик (желательно формовоч-
ный гипс) путем заливки гипсового
шликера в рамку, в которой установ-
лена модель элемента.
После отверждения гипса модель
удаляют и гипсовый ящик высуши-
вают. В такой ящик заливают кварце-
вый шликер, получаемый размалы-
ванием дробленого плавленого кварца
с водой. При этом гипс активно погло-
щает влагу и происходит постепенное
отверждение залитого шликера возле
гипсовой стенки с образованием обо-
лочковой или объемной формы
(стержня).
В этом процессе происходит отвер-
ждение керамики в контакте с твердой
гипсовой стенкой, и кварцевая обо-
лочка не деформируется. Такие обо-
лочки могут быть получены с высокой
точностью. Они могут быть использо-
ваны как части форм, которые уста-
навливаются на деревянную или метал-
лическую модель и заформовываются
песчано-жидкостекольной или дру-
гой смесью. После удаления модели
эти оболочки определяют качество
поверхности формы и точность ее
размеров. Оболочки, получаемые из
кварцевой керамики и используемые
для облицовки модели, позволяют
получать формы 11—12-го квалитета.
Размерная точность отливок при этом
соответствует 13-му квалитету, а пара-
метр шероховатости поверхности со-
ставляет Ra = 2,5-7-1,25 мкм.
Недостатком кварцевой керамики
является образование закрытых пор,
наполненных воздухом, который при
расширении может создавать в отлив-
ках поверхностные воздушные рако-
вины, так же как и при применении
форм, изготовленных из горячих сус-
пензий. При добавке в кварцевый шли-
кер древесных опилок можно увели-
чить открытую пористость с 18—22
до 36—40%. В этом случае отливки
получаются без газовых дефектов.
Кварцевая керамика хорошо остек-
ловывается плазменной или газовой
горелкой. При остекловании тонких
оболочек с противоположной стороны
по отношению к рабочей сохраняется
рельеф рабочей поверхности и такая
поверхность не содержит пор, напол-
ненных воздухом, и при контакте с ме-
таллом формирует гладкую без де-
фектов поверхность отливки. При
остекловании наблюдаются три зоны
[12]: оплавленный слой, содержащий
пузыри; промежуточный стеклокера-
мический слой; слой исходной кера-
мики, не содержащий воздушных пузы-
рей. Поэтому при остекловании с тыль-
ной стороны пузыри с рабочей поверх-
ности выводятся на нерабочую (тыль-
ную) часть оболочки.
Остеклованные кварцевые оболочки
целесообразно использовать при полу-
чении отливок с высокой размерной
точностью и гладкой поверхностью.
Особенно это целесообразно при на-
личии отливки сложного рельефа, на-
пример, при производстве пресс-форм
для стекольной промышленности.
5. Надежность
и технологичность отливок
при применении керамических
форм
Литые заготовки являются техноло-
гичными для их дальнейшей обработки
резанием и для нанесения покрытий,
если они обладают высокой геометриче-
ской точностью. Геометрическая точ-
ность может быть охарактеризована
следующими параметрами: размерной
точностью, неровностями поверхности
(при отсутствии пригара), пространст-
венными отклонениями, точностью кон-
фигурации. Стабильная геометриче-
ская точность облегчает автоматизи-
рованную обработку. Высокая размер-
ная точность и точность конфигура-
ции позволяют уменьшить количество
снимаемой стружки с отливок и умень-
шить соответствующие затраты. За-
данные неровности поверхности и от-
сутствие пригара* позволяют эффек-
тивно наносить лакокрасочные по-
крытия.
Все эти свойства отливки зависят
от характера литейных форм. Керами-
ческие формы позволяют получать от-
ливки без пригара с малыми припус-
ками на обработку и гладкой поверх-
ностью. Все это улучшает условия об-
работки резанием. Например, при при-
менении керамизированных форм с ис-
пользованием огеливаемой керамики
удается изготовлять такие рельефные
отливки для стеклоформ, для которых
ISO
РАЗЪЕМНЫЕ КЕРАМИЧЕСКИЕ ФОРМЫ
необходимы лишь небольшие доводоч-
ные операции (см. рис. 7) полирова-
нием. При этом сокращаются трудо-
затраты в 1,5—2 раза, экономия ме-
талла достигает 25—30%, а стойкость
пресс-форм увеличивается в 1,8—2 раза.
Кроме получения технологичных от-
ливок при использовании керамиче-
ских или керамизированных форм,
последние могут в значительной сте-
пени увеличить эксплуатационную на-
дежность отливок. При применении
этих форм литой металл может быть
по своим свойствам приближен к пла-
стически деформированному. При этом
улучшается безотказность его работы,
а в ряде случаев увеличивается износо-
стойкость. Благодаря получению оп-
тимальных форм литого изделия умень-
шаются, например, гидравлические по-
тери. Так, вследствие малых неровно-
стей на лопатках турбинок для турбо-
бура и за счет острых кромок удается
увеличить КПД турбобура по сравне-
нию с турбобурами, укомплектован-
ными турбинками, изготовленными с
применением песчаных форм, на 6—8%
и одновременно увеличить их износо-
стойкость. Увеличение надежности ли-
того металла при применении керами-
ческих форм предопределяется отсут-
ствием газовых пороков, неметалли-
ческих включений и возможностью
организовать высокоэффективное пи-
тание отливок, устраняющее газоуса-
дочную пористость.
Керамические формы не имеют водо-
родсодержащих газов, и при протека-
нии по этим формам металла количество
водорода в металле не увеличивается,
в то время как при протекании металла
по песчаным формам с водными связую-
щими количество водорода в металле
заметно возрастает.
Применение керамических форм
практически исключает образование
экзогенных включений. Так, при оцен-
ке разрушающего действия потока
металла при его горизонтальном тече-
нии было установлено, что лобовое
давление потока металла на выступаю-
щие песчаные агрегаты составляет
(0,024-0,28) 10* Па, сцепление песчи-
нок для жидкостекольной смеси со-
ставляет (0,24-0,3) 10* Па, а для пес-
чано-глинистых смесей (0,164-0,2) X
X10* Па, в то время как для керами-
ческих форм это сцепление равно
(404-50) 10* Па. При применении кера-
мических форм значительно меньше
вероятность получения эндогенных
включений, так как нет окислитель-
ных газов, содержащих водяные
пары.
Велика возможность керамических
форм при организации интенсивного
питания отливок для устранения поро-
ков усадочного происхождения. Это
важно особенно для широкоинтерваль-
ных сплавов, где происходит кристал-
лизация одновременно по слою боль-
шой толщины и даже возможна по се-
чению всей отливки. Для создания не-
обходимых условий питания затверде-
вание должно происходить послойно.
При этом чем меньше толщина слоя,
тем лучше питание. Это может быть
достигнуто при интенсивном охлажде-
нии. Так, например, из алюминиево-
магниевых сплавов при толщине сте-
нок до 30 мм и при применении холо-
дильников с проточными жидкостями
удается полностью получить плот-
ную отливку. При этом давление соз-
дается путем подвода в прибыли газа
или воздуха от магистралей или бал-
лона.
Для охлаждения керамики в зазор,
создаваемый накладным телом, между
моделью и формой закладывают перед
заливкой суспензией изогнутые трубки,
через которые пропускают охлаждаю-
щие жидкости. Можно также исполь-
зовать тонкополостные металлокерами-
ческие холодильники. При использо-
вании таких холодильников и при
пропускании водовоздушной смеси че-
рез них может быть создано интенсив-
ное охлаждение. Так, при расходе
воды 0,05; 0,1; 0,15 л/с с температурой
18 °C в отливках толщиной 0,03 м
градиенты температур по сечению уда-
ется получить соответственно 9,6, 64,
134 °C. При таких градиентах обеспе-
чивается послойное затвердевание и
качественное питание отливок.
Керамизированные формы допус-
кают давление в прибылях до 0,6 МПа
без проникновения металлов в поры
формы. Комплексное действие давле-
ния и охлаждения позволяет получить
отливки из широкоинтервальных спла-
вов без газоусадочных пороков и уве-
личить их прочность на 18—20%.
Список литературы
151
Из приведенных данных следует, что
керамизированные или керамические
формы позволяют улучшить техноло-
гичность и эксплуатационную надеж-
ность отливок. Однако этот эффект
применения керамических форм дол-
жен быть сопоставлен с технологично-
стью процесса получения таких форм,
например, при сравнении с песчаной.
При таком сопоставлении следует учи-
тывать не только технико-экономиче-
ские затраты, но и социальную целе-
сообразность изготовления керамиче-
ских форм. Последняя может быть
определена социальной привлекатель-
ностью работы в цехе, где применяются
керамические и керамизированные фор-
мы; экологией, создающейся при при-
менении керамических форм; исполь-
зованием и развитием интеллектуаль-
ного потенциала кадров.
Список литературы
1. Абромсон И. Д. Технология
изготовления керамических стержней
для литья по выплавляемым моделям//
Литейное производство. 1960. № 1.
С. 5—7.
2. Алексеевская Е. К*, Лабузо-
ва В. П. Усовершенствование про-
цесса изготовления смеси для кера-
мических форм//Специальные способы
литья. Л.: Машиностроение, 1971.
С. 92—98.
3. Алексеевская Е. К», Минин А. А.,
Михайлов В. И. Литье в керамиче-
ские формы по постоянным моделям
Л.; ЛДНТП, 1973. 29 с.
4. Брагин Д. Я.» Гольдфарб И. П.
Усовершенствование процесса из-
готовления тонкостенных отливок по
выплавляемым моделям с применением
керамических стержней//Специальные
способы литья. Л.: Машиностроение,
Ленинградское отд-ние, 1971.
С. 203—207.
5. Колачева О. В. Получение от-
ливок в литых керамических формах/
Точность и качество поверхности от-
ливок. М.: Машгиз, 1962. С. 137—
148.
6. Максимков В. Н., Корнюш-
кин О. А., Кузин А. В. Гидролиз
этилсиликата без органического раст-
ворителя и выбор гелеобразователя//
Литейное производство. 1986. № 2.
С. 26—28.
7. Оболенцев Ф. Д. ГПСМО-про-
цесс и его применение для фасонного
литья//Точность и качество поверх-
ности отливок. М.: Машгиз, 1962.
С. 116—131.
8. Оболенцев Ф. Д. Керамическая
облицовка песчаных форм//Литейное
производство. 1973. № 5. С. 4.
9. Оболенцев Ф. Д., Селива-
нов Ю. В. Песчаные формы с тонкой
керамической облицовкой для точных
отливок//Литейное производство.
1977. № 7. С. 21—23.
10. Оболенцев Ф. Д., Султанов М. А.
Применение песчано-керамических
форм для изготовления арматуры//
Специальные способы лидья. Л.: Ма-
шиностроение, Ленингр. отд-ние,
1971. С. 224—231.
11. Оболенцев Ф. Д., Голод В. М.,
Анастасиади Г. А. Влияние темпе-
ратуры керамической формы на ка-
чество поверхности отливок//Специ-
альные способы литья. Л.: Машино-
строение, Ленингр. отд-ние, 1971.
С. 238—247.
12. Оболенцев Ф. Д., Каркин В. И.,
Янченко А. А. Разъемные стекло-
формы из точнолитых заготовок//Стек-
ло и керамика. 1986. № 8. С. 8—10.
13. Проникновение пузырьков газа
с поверхности пористого тела в жид-
кость/Я- М. Медведев, Ю. Ю. Мель-
ников?/Формирование качества по-
верхности отливок М.: Наука, 1969.
С. 119—124.
182
ЛИТЬ В В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
Глава Ш
ЛИТЬЕ В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
1. Общие сведения
Согласно ГОСТ 18169—86 литье
в оболочковую форму — это литье
металла, осуществляемое путем сво-
бодной заливки оболочковой формы.
Толщины стенок оболочковых форм
соизмеримы с толщинами стенок отли-
вок либо значительно меньше их;
толщины стенок оболочковых форм
в десятки раз меньше толщин стенок
обычных (объемных) неметаллических
форм.
Оболочковые формы заливают метал-
лом в горизонтальном либо в верти-
кальном положениях. При этом не-
редко применяют различные способы
и устройства для их упрочнения (за-
сыпку неметаллическим или металли-
ческим материалом, установку в опор-
ных плитах, штырях и т. п.). Сочета-
нием оболочковых форм и различных
способов и устройств их упрочнения
создают особые условия для формиро-
вания отливок.
Основные технологические операции
при литье в оболочковые формы та-
ковы: изготовление оболочек, сборка
(соединение) оболочек в формы, уста-
новка форм под заливку металлом,
плавка металла и заливка форм, фор-
мирование, выбивка и финишная об-
работка отливок. Специфические осо-
бенности технологии определяются спо-
собом изготовления и подготовки форм
под заливку.
В оболочковых формах получают
отливки практически из любых спла-
вов: из чугунов с пластинчатым, шаро-
видным и вермикулярным графитом,
из углеродистых и легированных ста-
лей, из легких и тяжелых цветных
сплавов. Разнообразны конструктив-
ные особенности отливок, получае-
мых в оболочковых формах — это ко-
ленчатые и распределительные валы,
ребристые цилиндры, станины электро-
двигателей, корпуса токарных патро-
нов, корпуса гидрораспределителей,
задвижек и другой водо- и паропро-
водной арматуры, детали вентиляторов,
текстильных и сельскохозяйственных
машин (например, чугунные колеса),
лопатки дробеметных аппаратов и т. д.
Достоинство литья в оболочковые
формы по сравнению с литьем в пес-
чаные формы заключаются в следую-
щем: а) уменьшение параметров шеро-
ховатости поверхности и существенное
улучшение товарного вида отливок;
б) возможность получения отливок
с тонким и сложным рельефом, а
также толстостенных отливок с ли-
тыми каналами малых сечений (как
следствие существенно меньшей жест-
кости оболочковой формы); в) уменьше-
ние трудоемкости ряда операций тех-
нологического процесса (особенно та-
ких, как приготовление формовочной
смеси, изготовление форм, очистка
отливок и др.); г) сокращение (в 8—
10 раз) объема переработки и транс-
портирования формовочных материа-
лов; д) снижение (примерно в 2 раза)
первоначальных капитальных затрат
и потребных производственных пло-
щадей; е) уменьшение металлоемкости
формовочного оборудования.
Основные недостатки литья в обо-
лочковые формы: а) относительно вы-
сокая стоимость и дефицитность смоля-
ного связующего; б) сложность модель-
ной (стержневой) оснастки; в) повышен-
ное выделение вредностей вследствие
термического разложения смоляного
связующего; г) недостаточная проч-
ность оболочек при получении относи-
тельно тяжелых отливок; д) склонность
к появлению в отливках специфиче-
ских дефектов (в частности, газовых
раковин, «апельсиновой корки» и др.);
е) сложность ввода в технологический
поток отливок нового наименования
(в связи с необходимостью предвари-
тельного нагрева модельной оснастки),
2. Технологические основы
процесса
Проектирование отливок. При проек-
тировании отливок следует стремиться,
чтобы поверхность разъема оболочко-
вой формы была плоской, Минималь-
Технологические основы процесса
168
ный габаритный размер отливки дол-
жен располагаться перпендикулярно
плоскости разъема, а части отливки,
располагающиеся в каждой из полу-
форм, должны свободно извлекаться
из них по нормали к поверхности
разъема.
Для повышения точности размеров
большую часть отливки, а по возмож-
ности и всю отливку, следует распола-
гать в одной полуформе. При горизон-
тальной плоскости разъема эта полу-
форма должна быть нижней. Поверх-
ности отливки, к размерам которых
предъявляются наиболее жесткие тре-
бования по точности, не должны пере-
секаться с поверхностью разъема
формы. Стенки отливки большой протя-
женности не должны быть расположены
в плоскости разъема. Тонкие стенки
и ребра необходимо располагать вер-
тикально, а на массивных частях от-
ливки устанавливать питающие при-
были.
Для полного использования механи-
ческих свойств сплавов при конструи-
ровании отливок толщину стенок сле-
дует принимать минимально допусти-
мой по прочностным характеристикам
(табл. 1).
Поверхности отливок, перпендику-
лярные плоскости разъема, должны
иметь уклоны для легкого съема обо-
лочковой полуформы с модели. Мини-
мальные уклоны на внутренних и
наружных поверхностях отливок, не
подвергающихся механической обра-
ботке, принимаются равными 0,3°.
Для предупреждения возможности
образования литейных дефектов в со-
пряжениях радиусы г галтелей выпол-
няют в соответствии с рекомендациями
табл. 2, но не менее 1—2 мм.
При прямом сопряжении стенок,
различающихся по толщине в 2 раза
и более, рекомендуется осуществлять
постепенный переход (рис. 1). Для
деталей из чугуна и цветных сплавов
длина переходной части должна быть
L 4 (а — b)t а для деталей из стали—
L 5 (а — Ь).
Рекомендуемые варианты сопряже-
ния стенок отливки представлены в
табл. 2.
Ребра жесткости должны быть пер-
пендикулярны поверхности разъема
формы. Толщина внутренних ребер
154
ЛИТЬЕ В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
Рис. 1. Схема прямого сопряжения
стенок различной толщины
должна быть меньше толщины наруж-
ных. Высота ребер не должна превы-
шать пятикратной толщины стенок.
Наружные края ребер рекомендуется
выполнять криволинейными для об-
легчения деформации при усадке от-
ливки.
При конструировании отливок реко-
мендуется избегать внутренних поло-
стей, для получения которых требуются
стержни. Размеры полостей отливки,
выполняемых в форме по модели, при-
ведены на рис. 2. При необходимости
использования стержней их опорные
знаки следует располагать в нижней
полуформе или по разъему. Внутрен-
ние полости должны иметь не менее
двух отверстий для вывода знаков
стержней, вывода газов при заливке
металла в форму, удаления остатков
стержней из затвердевшей отливки,
осмотра внутренних поверхностей при
контроле качества. Минимальный диа-
метр d отверстия, получаемого в от-
ливке с помощью стержня, находится
в пределах 8—10 мм при глубине
глухого отверстия до 5d и сквозного
отверстия до 10d. В отдельных слу-
чаях при литье деталей гидроаппара-
туры с помощью стержней из цирконо-
вого песка удается получать отверстия
диаметром 4—6 мм.
Рис. 2. Размеры полостей отливки,
выполняемых в форме по модели;
« < d
в верхней части п < и, в ниж-
ней части Н < D N
Проектирование литниковых систем.
Выбор и расчет литниковых систем для
заливки оболочковых форм проводят
по той же методике, что и при литье
в песчаные формы. Некоторые особен-
ности литниковых систем и заливки
при литье в оболочковые формы свя-
заны с выбором плоскости разъема
формы.
При вертикальном разъеме формы
упрощается ее сборка и заливка, так
как не требуется наращивание стояка
и прибылей, создается возможность
механизированной засыпки формы
опорным материалом, использования
тонких оболочек, сокращения произ-
водственных площадей под заливку.
Однако в этом случае труднее обеспе-
чить питание внутренних утолщен-
ных мест отливки и удаление воздуха
из глубоких полостей. Вертикальную
заливку преимущественно применяют
для отливок с равномерными толщи-
нами стенок из сплавов с небольшой
усадкой.
При горизонтальной заливке легче
осуществить рассредоточенный подвод
расплава к отливке и предотвратить
местные перегревы формы. Горизон-
тальную заливку широко используют
для сложных деталей ответственного
назначения, отливаемых из сплавов
с большой усадкой, например магние-
вых. Существенными недостатками го-
ризонтальной заливки являются не-
обходимость применения более тол-
стых оболочек, нагружение формы
перед заливкой, увеличение площади
заливочного участка.
При литье в оболочковые формы,
так же как и для песчаных форм, при-
меняют верхнюю, нижнюю с боковым
подводом, вертикально-щелевую, си-
фонную и ярусную литниковые си-
стемы .
Верхняя литниковая система пред-
назначена в основном для мелких от-
ливок при вертикальной плоскости
разъема формы и обеспечивает направ-
ленное затвердевание сплава. При рас-
положении в одной форме нескольких
мелких отливок применяют упрощен-
ную литниковую систему с боковым
подводом расплава. Для устранения
дефектов, вызванных усадкой, широко
практикуется подвод расплава через
отводные боковые прибыли. В формах
Технологические основы процесса
165
2. Рекомендуемые варианты сопряжения стенок отливки [2]
Вариант сопряжения
Параметр
сопряжения
Угловое сопряжение стенок отливки
Шахматное и кольцевое пересечение ребер
Сопряжение трех стенок отливки
ЛГ>2Я;
d = 4а;
Я = а
а = Ъ + с\
R = г + 6 + с;
с — 3 “|Ла — b
156
ЛИТЬЕ В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
Продолжение табл. 2
с большим числом мелких отливок
(массой до 2 кг) допускается примене-
ние литниковых систем, обеспечиваю-
щих перетекание металла через по-
лости нескольких отливок. В этом
случае сечения питателей, подводя-
щих металл к отливкам второго и по-
следующего рядов, должны быть на
20 % больше сечений питателей отли-
вок предыдущего ряда.
Для протяженных тонкостенных от-
ливок применяют сифонные литнико-
вые системы.
При литье в оболочковые формы не
всегда удается разместить длинный
коллектор; поэтому если требуется
подводить металл в нескольких местах,
заливку осуществляют через два само-
стоятельных стояка.
Проектирование вентиляционных си-
стем заключается в определении пара-
метров выпоров в оболочковых фор-
мах и вентиляционных каналов в
стержнях.
Выпоры располагают над наиболее
высокими и глухими (в положении за-
ливки) участками рабочей полости
формы. При вертикальной заливке
оболочек выпоры располагают, как
правило, в плоскости разъема формы.
Вентиляционная способность оболоч-
ковой формы намного превышает та-
ковую для объемной песчаной формы,
что связано с относительно небольшой
толщиной стенок форм.
Минимальный диаметр вентиляцион-
ного канала в сплошном стержне
где р — динамический коэффициент
вязкости газа, образующегося при
газификации стержня; J0T — удель-
ная мощность газовыделения в стержне,
м3/(м-с); £0 и 5о — соответственно
половина длины и площадь попереч-
ного сечения стержня; g — ускорение
свободного падения; pj — плотность
жидкого металла; — высота столба
расплава над стержнем.
Параметр J0T соответствует тан-
генсу угла наклона начального уча-
стка (t -* 0) кривой газовыделения
при рабочей температуре песчано-смо-
ляного стержня.
Особенности теплового режима про-
цесса. Процесс теплообмена между от-
ливкой с приведенной толщиной
и оболочковой формой толщиной Х2
протекает с малой интенсивностью.
Вследствие этого перепад температур
в сечении отливки пренебрежимо мал
по сравнению с температурным напо-
ром на ее поверхности, что дает воз-
можность рассматривать охлаждение
отливки как охлаждение тела с одно-
родным температурным полем.
В общем случае между отливкой и
оболочкой существует термическое со-
противление (зазор) толщиной Х3
в виде слоя краски на рабочей поверх-
ности формы либо газового зазора
вследствие тепловой деформации от-
ливки и оболочки. Как правило,
Х3 < Х2, что позволяет пренебрегать
теплоаккумулирующей способностью
зазора и описывать теплоперенос че-
рез него с помощью коэффициента
теплопередачи [3 = к3/Х3, где Хд —
коэффициент теплопроводности зазора.
Технологические основы процесса
157
3. Термофизические свойства песчано-смоляных оболочек [4]
Содержание, % (мае. доля) Плотность, кг/м8 Заливка алюминием Заливка чугуном
Песок квар- цевый КО 16 Концентрат цирконовый Связующее СФП-ОПЛ Удель- ная теп- лоем- кость, Дж/(кг.°С) Темпера гу- ропровод- ность, м2/с - 1 Геплопрс- водность. Вт/(м°С) Удельная те- плоемкость, Дж/(кг- °C) Температу- ропровод- ность, м*/с Теплопро- водность, Вт/(м-°С)
95 98 5 2 1400 2350 992 623 0,236-10” • 0,237-10“’ 0,328 0,348 1046 660 0,409-10“’ 0,400-10“’ 0,622 0,622
Теплоаккумулирующая способность
оболочки в общем случае соизмерима
с теплоаккумулирующей способно-
стью отливки. Однако при заливке
тонкостенных форм (Х2 <С в слое
опорного материала оболочку можно
рассматривать как зазор между от-
ливкой и опорой, а опорный слой —
как полубесконечную форму. При ис-
пользовании в качестве опорного ма-
териала сухого песка песчано-смоля-
ную оболочку с опорным слоем при
любом соотношении Х2 и можно
считать в тепловом отношении единой
полубесконечной песчаной формой. Ох-
лаждение отливки в массивной оболоч-
ковой форме (Х2 > /?х) также проте-
кает аналогично охлаждению отливки
в объемной песчаной форме.
При Х2 < /?х и разных материалах
оболочки и опорного слоя процесс
охлаждения отливки определяется
теплопереносом в двухслойной форме
с ограниченным внутренним и полу-
бесконечным наружным слоями.
Термофизические свойства песчано-
смоляных .оболочек представлены
в табл. 3.
Особенности охлаждения отливки
при различных условиях литья в обо-
лочковую форму иллюстрируются
рис. 3. Влияние Х2 на продолжитель-
ность каждой стадии (кривые /, 2 и 3)
и на полное время охлаждения от-
ливки (кривая 4) зависит от толщины
стенки отливки и относительной
толщины оболочки X2lRr. С увеличе-
нием отношения XjRx продолжитель-
ность каждой стадии возрастает. Но
чем больше тем заметнее умень-
шается скорость теплоотвода от от-
ливки по мере увеличения X2lRr.
Использование сухого кварцевого
песка в качестве опорного материала
приводит к уменьшению скорости за-
твердевания по сравнению с условиями
литья в оболочку без опоры и тем зна-
чительнее, чем больше Rr. При этом
режим формирования отливки, так же
как и в случаях засыпки оболочек
цирконовым песком или гравием, при-
мерно соответствует литью в песчаные
сырые формы. Чугунная и стальная
Рис. 3. Зависимость продолжитель-
ности охлаждения плоской чугунной
отливки от условий литья в оболоч-
ковую форму:
1 — продолжительность отвода теплоты
перегрева; 2 — продолжительность за-
твердевания отливки; 3 — продолжитель-
ность охлаждения твердой отливки; 4 —
общая продолжительность формирования
отливки. Обозначения:-------без опо-
ры; — ♦. —. — засыпка кварцевым пес-
ком; — засыпка чугунной дробью
158
ЛИТЬБ В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
дробь заметно сокращает продолжи-
тельность затвердевания отливки и тем
эффективнее, чем меньше Xj//?!.
Металлические контурные плиты
уменьшают продолжительность за-
твердевания отливки в том случае,
если обеспечен плотный контакт между
плитой и оболочкой по всей ее наруж-
ной поверхности. Режим охлаждения
отливки в этом случае близок к тепло-
вому режиму литья в облицованные
кокили. Контурные плиты, поддержи-
вающие оболочку только в отдельных
точках, не влияют на процесс затверде-
вания.
Эффективными способами ускоре-
ния охлаждения отливки являются
увлажнение опорного слоя и продувка
его сжатым воздухом (вплоть до псевдо-
ожижения).
Напряженно-деформированное со-
стояние оболочковых форм и стержней
определяется особенностями их кон-
фигурации: первые являются, как
правило, пластинами, а вторые —
замкнутыми оболочками.
В момент времени сразу после на-
чала заливки плоская оболочковая
форма имеет прогиб, направленный
в сторону отливки, затем выпучи-
вается в противоположном направле-
нии. Первый, «отрицательный» про-
гиб связан с термическим воздейст-
вием — температурным изгибающим
моментом, а второй, «положитель-
ный» — с механической (силовой)
нагрузкой — гидростатическим напо-
ром расплава.
Роль силового фактора повышается
со временем, что связано с деструктив-
ными процессами в материале оболоч-
ковой формы и, как следствие, со
снижением жесткости стенки формы.
Одновременно с усилением влияния
силового фактора уменьшается влия-
ние термического фактора, приводя-
щего к выпучиванию стенки формы
в противоположном направлении. Сни-
жение влияния температурного воз-
действия объясняется уменьшением
перепада температур по толщине стенки
оболочки, что происходит после до-
стижения тепловым фронтом ее наруж-
ной поверхности.
Положительный прогиб плоской
стенки значительно больше отрицатель-
ного. Отрицательный прогиб может
вообще отсутствовать (при неотвер-
жденной песчано-смоляной оболочке
и при изготовлении ее на плавленом
кварце). С утолщением стенки формы
заметно увеличивается отрицатель-
ный прогиб, но уменьшается положи-
тельный. При увеличении напора ме-
талла снижается первоначальное ко-
робление в сторону к отливке, а вы-
пучивание растет в противоположном
направлении. Положительный прогиб
продолжается и после того, как проч-
ность затвердевшей корочки отливки
будет достаточна для уравновешива-
ния незатвердевшей части отливки.
Положительный прогиб тем больше,
чем выше температура отверждения
песчано-смоляной смеси и толще от-
ливка. Окалина в смеси приводит
к уменьшению как отрицательного,
так и положительного прогиба.
До 127 °C песчано-смоляная оболоч-
ковая форма подчиняется закону Гука,
а при более высокой температуре ведет
себя как вязкоупругое тело. В равно-
мерно нагреваемой по всей площади
плоской стенке напряжения отсутст-
вуют, если поле является линейным.
При этом стрела отрицательного про-
гиба в центре пластины описывается
выражением
f __ 0&Т2 АТ2 / Г 2 I 7 2\
/2-----“Г ь2/’
где ат2 — коэффициент термического
расширения (табл. 4); ДТ2 — перепад
4. Коэффициенты термического
расширения оболочек, по данным
дилатометрических исследований [4 ]
I
£
Технологические основы процесса
159
температур по толщине Х2 стенки;
Li и Ь2 — габаритные размеры пла-
стины.
При наличии в плоской стенке об-
рамления — части формы, не контак-
тирующей с отливкой, напряженное
состояние усложняется:
О = - (ДТ2 + 00,
1 — v2
где Е% и v2— соответственно модуль
Гука и коэффициент Пуассона; 02 —
температура на наружной поверхности,
отсчитанная от температуры обрамле-
ния как от нуля.
Величина и характер деформации
изменяются во времени для оболочко-
вых форм, залитых сталью с 0,2%
С (рис. 4) при следующих переменных
параметрах: содержание в смеси окис-
лов железа в виде железной ока-
лины — в пределах 0—15% (мае*
доля), температура отверждения
207—407 °C, толщина залитой отливки
20—40 мм. Характер всех кривых оди-
наков: вначале наблюдается отмечав-
шийся выше прогиб оболочки в сто-
рону отливки, достигающий макси-
мума 0,25—0,45 мм в течение первых
4—10 с после заливки; затем направ-
ление деформации меняется, достигая
максимума 0,6—1,48 мм через 70—
93 с от начала заливки. Наибольшее
влияние на деформацию оказывает
температура отверждения: при более
низких температурах часть связующего
отверждается не до конца, сохраняя
некоторую пластичность. Аналогич-
ный эффект, по данным В. В. Овчин-
никова, достигается вводом в смесь
пластифицирующих добавок.
Изготовление оболочек. Процесс из-
готовления оболочковой формы из пес-
чано-смоляной термореактивной смеси
состоит из следующих последователь-
ных операций: нагрева-модельной ос-
настки; нанесения пульверизатором
на рабочую поверхность модельной
оснастки разделительного покрытия
(табл. 5); нанесения на модельную ос-
настку песчано-смоляной смеси; фор-
мирования и отверждения оболочки;
съема готовой полуформы с модельной
оснастки.
Способы изготовления оболочковых
форм различаются в основном по прие-
0 20 40 60 ВО 100 с
Рис. 4. Деформация стенок залитой
оболочковой формы в зависимости:
а — от содержания в смеси железной ока-
лины (0; 5; 10 и 15%); б — от температу-
ры отверждения формы (200, 300 и 400 °C);
в — от толщины залитой отливки (20,
30 и 40 мм)
мам нанесения песчано-смоляной смеси
на модельную оснастку.
Наиболее распространенным про-
цессом формообразования оболочки яв-
ляется Cron i ng-процесс, заключаю-
щийся в свободной засыпке модельной
оснастки смесью с помощью поворот-
ного бункера (рис. 5). Бункер напол-
няют песчано-смоляной смесью и на
его приемную рамку устанавливают
нагретую и обработанную раздели-
тельным составом модельную плиту
(рис. 5, а). Затем бункер поворачи-
вают в вертикальной плоскости на
180°, вследствие чего формовочная
смесь засыпает модельную плиту
(рис. 5, б). Для формирования оболочки
необходимой толщины плиту выдер-
живают под смесью в течение 20—
60 с, по истечении которых поворачи-
вают бункер в исходное положение
(рис. 5, в). При повороте излишки
смеси ссыпаются на дно бункера.
Модельную плиту с налипшей оболоч-
кой снимают с бункера, переворачи-
вают моделью вверх и направляют
160
ЛИТЬЕ В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
5. Разделительные покрытия для нагреваемой оснастки
Покрьгеие Температура оснастки при нанесении покрытия, °C Стойкость покрытия, число съемов оболочек Исходные материалы
10—50% - ный водный раствор кремнийоргани- ческой эмульсии КЭ-10-01 (70%) либо КЭ-60-09 (50%) Не выше 302 5—15 Эмульсия КЭ-10-01 (70%) по ТУ 6-02-587—75; эмульсия КЭ-60-09 (50%) по ТУ 6-02-858—74
4%-ный раствор синте- тического каучука СКТ в бенз и не-растворителе Не выше 170 15—20 (в 2— 3 приема) Каучук синтетический СКТ по ГОСТ 14680—79; бенз ин-растворитель по ГОСТ 3134—78
Примечание. Покрытие с горючим растворителем не применяется
при наличии опасности его попадания на предметы, нагретые выше 170 °C.
6. Дефекты оболочек при бункерном способе формообразования
Дефект Момент образования дефекта Причина образования / дефекта
Нечеткое воспроизведе- ние конфигурации ча- стей модели с тонким рельефом поверхности Во время свободной за- сыпки модельной оснаст- ки смесью при ее поворо- те вместе с бункером Низкая текучесть смеси вследствие значительного внутреннего трения ме- жду ее частицами
Неравномерная плот- ность и переменная тол- щина оболочки Постепенное наползание смеси на модель при по- вороте бункера; теневой эффект от стоящих на пути смеси протяженных вертикальных стенок мо- дели
Во время сброса смеси с модельной оснастки при возвращении бун- кера в исходное поло- жение Перемещение сбрасывае- мой смеси по поверхности оболочки; сила инерции, действующая на оболочку в момент торможения бун- кера; масса оболочки
Отслоение и обрывы обо- лочки с модельной ос- настки Во время съема модель- ной оснастки с оболоч- кой с бункера при ее повороте вокруг непо- движной оси Сила инерции, действую- щая на оболочку в мо- мент разгона модельной оснастки; масса оболочки
Технологические основы процесса
161
К) 0) п) р)
Рис. 5. Схемы изготовления оболочковых форм с помощью поворотных бун-
керов
в печь для доотверждения оболочки
в течение 1—4 мин при температуре
300—400 °C. Полностью отвержденную
оболочку снимают с модельной плиты
с помощью толкателей (рис. 5, г).
Бункерному способу изготовления
оболочковых форм присущи дефекты
(табл. 6), затрудняющие получение
высококачественных оболочек по мо-
делям с узкими и глубокими впади-
6 Ефимов
нами, высокими вертикальными стен-
ками. Дефекты оболочковых форм из
термореактивных формовочных сме-
сей, причины и способы предупрежде-
ния их приведены в табл. 16.
При бункерном способе формообразо-
вания существует предел толщины
формируемой оболочки. Для смесей
с фенолформальдегидным связующим
этот предел равен 9—12 мм. В случае
162
ЛИТЬЕ В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
Рис. 6. Схемы изготовления оболоч-
ковой формы с помощью наполнитель-
ной рамки:
а—8 — последовательность выполнения
операций
необходимости получения более тол-
стых оболочек (18—20 мм) осуществ-
ляют двойное бункерование.
Для увеличения скорости формиро-
вания и повышения качества оболочки
смесь в период формообразования под-
вергают уплотняющему воздействию
с помощью устанавливаемых на бун-
кере вибраторов (с частотой колеба-
ний 2,5—3,0 кГц) и прессующих эле-
ментов. В качестве прессующих эле-
ментов используют подвижные днища
с приводом от пневмоцилиндра
(рис. 5, д и е) или эластичные диа-
фрагмы, растягиваемые сжатым воз-
духом (рис. 5, ас и з). Давление прес-
сования 0,4—0,7 МПа.
Для сокращения расхода дорогих
формовочных материалов изготовляют
двухслойные оболочковые формы, у ко-
торых контактирующий с металлом
рабочий слой выполняют из облицовоч-
ного состава / (рис. 5, и—м) на основе
оливинита или циркона толщиной 1—
2 мм, а остальную (опорную) часть
оболочки — из крупнозернистого квар-
цевого песка //. Облицовочную смесь
наносят в течение 2—3 с, а опорную —
в течение 20—40 с.
Для борьбы с «теневым эффектом»
используют пневмоуправляемые рези-
новые клапаны, обеспечивающие строго
вертикальную засыпку модельной
плиты смесью (рис. 5, н—р). Вместо
клапанов применяют также жалюзи
и шиберные затворы.
Для исключения теневого эффекта
используют способ изготовления обо-
лочковых форм с помощью наполни-
тельной рамки (рис. 6), смесь в ко-
торую засыпают из стационарного бун-
кера. Высота рамки на 150—200 мм
должна превышать самую высокую
точку модели. Недостатками рамоч-
ного способа являются сложность обо-
рудования для его реализации, а
также значительное пылеобразование
при сбросе излишков смеси с модель-
ной плиты. Ввиду этого для рамочного
способа используют преимущественно
плакированные песчано-смоляные
смеси.
Максимальную скорость формообра-
зования, наиболее высокое качество
и калиброванную толщину оболочек
получают при нанесении сыпучей
термореактивной смеси на модельную
оснастку пескодувным способом
(рис. 7). При этом смесь под давлением
до 0,7 МПа в течение 3—5 с вдувают
в зазор между контрплитой и моделью.
Контрплита может быть как холод-
ной, так и/ обогреваемой. В пер-
вом случае /модельную плиту после
надува помещают в печь для доотвер-
ждения оболочки. Во втором случае
оболочка полностью отверждается за
счет теплоты контрплиты и модели.
Пескодувный способ изготовления
оболочковых форм требует обязатель-
ного применения плакированных сме-
сей. Усложнение формообразующей ос-
настки из-за наличия контрплит де-
лает этот способ рентабельным только
в условиях массового производства
оболочковых форм.
Эффективным мероприятием, улуч-
шающим условия труда и сокращаю-
щим цикл формообразования во всех
описанных способах изготовления обо-
лочковых форм, является вакуумиро-
вание модельной оснастки в процессе
отверждения оболочки.
В отдельных случаях изготовленную
оболочковую полуформу упрочняют
нанесением на ее тыльную поверхность
термостойкого покрытия, а также про-
питкой стенки полуформы упроч-
няющими составами [3].
Технологические основы процесса
163
b
й'
» I я.
I'-
at t
Рис. 7. Схемы изготовления оболочковой формы пескодувным методом:
а — сборка модельного комплекта; б — вдув смеси; в — разъем модельного комплекта
и съем готовой формы; 1 — резервуар; 2 — шибер; 3 — формообразующий насос; 4 —
вдувное сопло; 5 — модельная плита; 6 — оболочка
Сборка и подготовка форм к заливке.
Выбор способа соединения оболочко-
вых полуформ зависит от масштаба
и характера производства. В мелко-
серийном производстве используют ме-
ханические методы соединения с по-
мощью пружинящих скоб, струбцин,
профильных стяжных приспособлений.
В крупносерийном и массовом про-
изводстве оболочковые полуформы
склеивают в горячем или холодном
состоянии.
Горячие оболочки склеивают в пнев-
матическом прессе с подпружинен-
ными штырями (рис. 8). Для склеива-
ния применяют термотвердеющий клей
(чаще всего порошкообразный), ко-
торый наносят на нижнюю полуформу
после простановки в нее стержней.
Далее устанавливают верхнюю полу-
форму и выдерживают собранную
форму в прессе в течение 30—60 с
под давлением 30—40 кПа. Темпера-
тура оболочек при склейке должна
находиться в пределах ПО—180 °C.
При прессовании одновременно устра-
няется коробление полуформ, возни-
кающее при съеме их с модельной пли-
ты.
Для предотвращения попадания клея
в полость формы и для повышения
качества склейки клей наносят в спе-
циальные круглые или удлиненные
клеевые знаки (выемки), предусматри-
6*
ваемые на плоскости разъема нижней
полуформы; после сборки в эти выемки
входят соответствующие выступы верх-
ней полуформы (см. параграф 3).
При наличии в форме одного рабочего
гнезда клей наносят только по пери-
метру оболочки, а в многоместных фор-
мах — также и в промежутки между
рабочими полостями.
При холодной сборке снятую с мо-
дельной плиты горячую оболочку сна-
чала помещают разъемом вниз на
правильную плиту штыревого пресса,
где устраняют ее коробление в тече-
Рис. 8. Схема пружинного пресса
для склеивания оболочек:
1 — оболочка; 2 — пневмоцилиндр; 3 —
подвижная плита; 4 — устройство для
подачи клея; 5 — неподвижная плита;
6 — подпружиненные штыри
164
ЛИТЬЕ В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
Рис.9. Схема сборки оболочек в стопку:
/ — отверстие для установки центрального
стояка; 2 и 3 — нижняя и верхняя части
полости формы; 4 — питатели; 5 — по-
лость формы; 6 — разъем
ние 120—180 с, а затем складируют
до окончательного охлаждения. Для
склейки холодных оболочек приме-
няют жидкие клеи, отверждаемые ката-
лизаторами, диэлектрическим нагре-
вом токами высокой частоты либо
продувкой газообразных отвердите-
лей. Склеивание осуществляют в шты-
ревых прессах, дополнительно снаб-
женных генераторами ТВЧ либо уст-
ройствами подачи газа.
Использование холодных оболочек
обеспечивает повышение качества их
сборки и улучшение условий труда
на этой операции, однако требует
специальных площадей для их скла-
дирования и дополнительного обору-
дования.
Для стопочной заливки применяют
одно- и двусторонние оболочковые
формы, получаемые пескодувным спо-
собом (рис. 9). Готовые формы соби-
рают в вертикальную или горизон-
тальную стопку, которую зажимают
стальными плитами с помощью стяж-
ных шпилек.
Для центробежной заливки стопоч-
ные формы изготовляют круглыми.
Полости форм располагают симме-
трично относительно оси центрального
стояка, через который проходит ось
вращения. Металл в полости подводят
тангенциально через равные проме-
жутки по окружности. Скорость вра-
щения стопки выбирают такой, чтобы
линейная скорость отливок находилась
в пределах 1—3 м/с.
Без клея осуществляют сборку форм
в контурных плитах. Горячие контур-
ные плиты с оболочковой формой фик-
сируются по системе «штырь—втулка»
и соединяются с помощью зажимов,
охватывающих фланцы плиты. Кон-
турные плиты заливают преимущест-
венно в горизонтальном положении.
Для заливки в вертикальном положе-
нии используют контурные зажимные
приспособления, рабочие плиты ко-
торых отливают в песчаных формах
по тыльной поверхности оболочек.
Сборка вставленных в зажимное при-
способление полуформ осуществляется
путем смыкания рабочих плит с по-
мощью пневмоцилиндров.
Способ заливки оболочковых форм
сталью и чугуном рекомендуется вы-
бирать в соответствии с табл. 7. Для
отливок из легких сплавов приведен-
ные в ней данные следует увеличить
на 15—20%.
При вертикальной заливке без опор-
ного слоя склеенные оболочки уста-
навливают по 5—8 шт, в сваренные из
полос или прутков контейнеры с за-
зором 30—40 мм между фор-
мами.
7. Рекомендуемый способ заливки оболочковых форм
Металлоемкость формы, кг Толщина стенки отливки, мм Способ заливки Засыпка оболочек опорным материалом
5 20 Вертикальный Не нужна
8 40 Горизонтальный
Св. 8 40 Вертикальный Горизонтальный Нужна Не нужна
Св. 15 Св. 40 Вертикальный Горизонтальный Нужна
Конструирование и эксплуатация оснастки
1®5
Рис. 10. Контейнер для заливки обо-
лочковых форм в опорном слое: '
1 — боковые стенки; 2 — лист асбестовой
бумаги; 3 — литниковые чаши; 4 — пес-
чаная засыпка; 5 — оболочковая форма;
6 — опорный материал (дробь); 7 — венты
Оболочки с горизонтальным разъе-
мом без опорного слоя заливают на
поддонах с песчаной постелью толщи-
ной 100—200 мм. После охлаждения
отливок формы снимают с поддонов,
а на их место укладывают новые. Для
предотвращения перегрева постели
в процессе циклической эксплуатации
либо ограничивают металлоемкость за-
ливаемых форм, либо после затверде-
ния отливок опрокидывают поддоны
и осыпавшийся горячий песок направ-
ляют на охлаждение до 40—50 °C.
Вертикальная заливка оболочек
обеспечивает по сравнению с горизон-
тальной существенную экономию про-
изводственных площадей, однако при-
водит к увеличенному механическому
пригару нижних частей отливки вслед-
ствие большего металлостатического
напора.
Для заливки в опорном слое склеен-
ные формы устанавливают в контей-
неры (рис. 10), имеющие направляю-
щие для удержания оболочек в верти-
кальном положении. В одном контей-
нере находится от двух до восьми
оболочковых форм, расстояние между
которыми составляет ~50 мм. Про-
странство между оболочками и стен-
Рис. 11. Конвейер для заливки обо-
лочковых форм:
1 — заливочный конвейер; 2 — контей-
нер с оболочками; 3 — бункер с опорным
материалом; 4 — элеватор для подачи
опорного материала; 5 — вытяжные ка-
меры
ками контейнера засыпают чугунной
(стальной) дробью диаметром 2—6 мм
или сухим крупнозернистым кварце-
вым песком, подвергая контейнер виб-
рации для уплотнения материала. Тем-
пература металлической дроби перед
засыпкой в контейнер не должна пре-
вышать 127 °C. Для предохранения
дроби от брызг металла на ее поверх-
ность кладут асбестовую бумагу и
насыпают слой песка толщиной 5—
10 мм.
В массовом и серийном производстве
контейнеры и поддоны с оболочковыми
формами заливают на конвейерах на-
польного типа (рис. 11) с движущимися
тележками, на приводных роликовых
конвейерах, а также на подвесных кон-
вейерах. Конвейер заканчивается у по-
зиции выбивки, где осуществляется
автоматическая разгрузка контейнеров
и поддонов на выбивную решетку.
Отливки подаются в галтовочный ба-
рабан и далее на обработку и очистку.
Опорный материал направляют на се-
парацию, обеспыливание и охлажде-
ние. Отработанную смесь дробят и
регенерируют.
3. Конструирование
и эксплуатация оснастки
Особенности конструирования и экс-
плуатации оснастки связаны с основ-
ным вариантом технологии — литьем
в оболочковые формы из термореактив-
ных формовочных смесей. В данном
случае формирование и отверждение
оболочки предопределяет работу ос-
настки при 172—327 °C. Оснастка
должна обеспечить равномерную по
1М
ЛИТЬЕ В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
Рис. 12. Схемы моделей с корректированием теплоотдачи к формируемой обо-
лочке:
а — в углах модели! 1 — профилированная модель; 2 и 3 — нормально отвержденная
оболочка соответственно на наружном и во внутреннем углах; 4 — нагревательная
печь;
б — на вертикальных и горизонтальных стенках: 1 — модельная плита; 2 и 4 — участки
модели соответственно толстые горизонтальные и тонкие вертикальные; 3 — участок
формы нормальной толщины; 5 — нагревательная печь
всей площади контакта со смесью
передачу теплоты, сохранять задан-
ный температурный режим от одного
цикла формообразования к другому,
противостоять значительным терми-
ческим напряжениям и сохранять за-
данную размерную точность.
При конструировании нагреваемых
моделей необходимо поддерживать ми-
нимальное отношение массы к поверх-
ности. Если модель имеет значитель-
ные (высотой более 40 мм) местные
выступы, то применяют модели из ма-
териалов с повышенной теплопровод-
ностью, а также «развивают» нерабо-
чую тепловоспринимающую часть мо-
Габаритные размеры, мм 300X400
Толщина, мм............. 20
Материалы для изготовления моде-
лей, стержневых ящиков и модельных
плит указаны в табл. 8. Алюминиевые
модели и ящики наиболее просты в из-
готовлении вследствие легкой механи-
ческой обработки. Однако такие мо-
дели имеют низкую теплоаккумули-
рующую способность, высокий коэф-
фициент термического расширения.
Кроме того, алюминиевая оснастка
имеет повышенную склонность к об-
разованию на рабочей поверхности
стенки оксидов, затрудняющих съем
форм и стержней.
Чугунные литые заготовки моделей
и стержневых ящиков перед механи-
ческой обработкой подвергают искус-
дели (с помощью «негативной термо-
модели» либо ребристых теплообмен-
ников). Для обеспечения равенства
толщин стенок оболочки, формируе-
мой на пологих поверхностях и по
углам модели, а также на вертикаль-
ных и горизонтальных стенках моде-
лей, последние выполняют полыми
с локальным изменением толщин сте-
нок (рис. 12): внутренние углы и
горизонтальные стенки утолщают,
а наружные углы и вертикальные
стенки утончают.
Минимальные толщины нагревае-
мых модельных плит зависят от их
габаритных размеров:
400Х 600 600X 800 800Х 1600
25 30 40
ственному старению: нагреву в тече-
ние 4 ч при 600—625 °C с последую-
щим охлаждением с печью.
Предельные отклонения размеров,
определяющих рабочие поверхности
моделей и стержневых ящиков, должны
соответствовать ГОСТ 11961—87.
Расстояния между основными эле-
ментами оснастки, расположенными
на модельной плите, указаны в табл. 9.
Модели на модельной плите кре-
пятся с помощью болтов или винтов.
Под головки болтов с обратной сто-
роны модельной плиты необходимо
подкладывать пружинные шайбы.
В случае крепления модели винтами
с лицевой стороны головки винтов
Конструирование и эксплуатация оснастки
167
8. Материалы для изготовления нагреваемой оснастки [6]
Материал Область применения
Модели и стержневые ящики
СЧ15, СЧ18, СЧ20 (ГОСТ 1412—85); спе- циальный чугун: 3,2—3,4% С, 2,2—2,6% Si, 0,77—0,88% Мп, 0,40—0,47% Р, 0,01—0,02% S, 2,5-3,5% Ni, 0,5—0,6% Сг Крупносерийное и массовое про- изводство
СтЗ (ГОСТ- 380—88) Сталь 15Л—25Л (ГОСТ 977—75) Небольшие модели, отдельные вставки в модели
Сталь 5ХНМ (ГОСТ 5950—73) . Сталь 40Х (ГОСТ 4543—71) Крупносерийное и массовое про- изводство отливок особо слож- ной конфигурации
АЛ24, АЛ26, АЛ27, АЛ28 (ГОСТ 2685—75); специальный алюминиевый сплав: 1) 3,5— 4,5% Си, 0,7% Si, 1,2—1,8% Mg, 1,7— 2,3% Ni, 1% Fe, остальное Al; 2) 0,5—1,5 Си, 11,0—13,0 Si, 0,7—1,3% Mg, 2—3% Ni, 1,3% Fe, 0,05% Mn, 0,1% Zn, остальное Al Мелкосерийное и опытное про- изводство отливок, к которым не предъявляются повышенные требования по точности раз- меров
Бронза (ГОСТ 613—79); бериллиевая медь: 2,0—2,5% Be, 0,25—0,5% Ni, 0,1% Fe, остальное Си Крупносерийное и массовое про- изводство отливок особо слож- ной конфигурации
Модельные плиты
СЧ15, СЧ18, СЧ20 (ГОСТ 1412—85); спе- циальный чугун (см. выше) Модельные плиты небольших размеров
СтЗ (ГОСТ 380—88) Модельные плиты всех размеров
должны быть запаяны. Тонкие части
моделей допускается закреплять вин-
тами с потайными головками. Фикси-
рование положения моделей на модель-
ной плите осуществляется штифтами.
Толкатели для съема оболочки с мо-
дельной плиты располагают обычно
с шагом 50—120 мм. У вертикальных
стенок и в глубоких карманах эти
расстояния уменьшают. Наиболее рас-
пространены толкатели диаметром
15 мм. Применение толкателей диа-
метром менее 10 МхМ нецелесообразно.
Толкатели располагают вблизи высо-
ких частей модели с малыми уклонами.
Зазор между толкателем и отверстием
в плите 0,3—0,4 мм на сторону. Тор-
цовые (рабочие) поверхности толкате-
лей должны находиться в одной плос-
кости с рабочей поверхностью плиты
или возвышаться над ней не более
чем на 0,5 мм. Не рекомендуется уста-
навливать толкатели на базовых по-
верхностях моделей. Ход толкателей
должен быть не менее 20—25 мин.
Наиболее распространены толкатели,
смонтированные на специальной плите.
Последняя располагается под модель-
ной плитой.
Клеевые замки следует устраивать
по всему периметру оболочки, а также
между рабочими полостями формы.
168
ЛИТЬЕ В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
9. Расстояние (мм) между элементами модельной оснастки
для изготовления оболочек из термореактивных
формовочных смесей [2]
Масса отливки, кг Между моделями Между моделью и стояком Между моделью и толкателем Между моделью и окантовочной рамкой
при горизон- тальной за- ливке при верти- кальной за- ливке при Горизон- тальной за- ливке при верти- кальной за- ливке при горизон- тальной за- ливке при верти- кальной за- ливке при горизон- тальной заливке при верти- кальной за- ливке
До 0,5 От 0,5 до 1,5 > 1,5 > 5,0 Св. 5,0 10—15 15—35 35—40 50 15—25 25—40 40—50 50 20—30 25—35 Не менее 5 Не менее 5 20—30 25—30
Канавка клеевого замка делается,ши-
риной примерно 15 мм и глубиной
6 мм. Между выступом и впадиной
клеевого замка выполняют зазор 1—
1,5 мм.
Фиксирующие конические выступы
на одной оболочке делают высотой
15—20 мм, а сопряженные впадины
на другой углубляют на 2—3 мм.
Модельные плиты, модели и стержне-
вые ящики в процессе работы необхо-
димо систематически очищать от при-
горевшей смеси и нагара смоляного
связующего средствами, исключаю-
щими повреждение поверхности (воло-
сяными щетками, деревянными скреб-
ками, чистой ветошью, сжатым воз-
духом и т.п .) и покрывать раздели-
тельным составом. Особенно тщательно
очищают оснастку по окончании рабо-
чей смены.
Для предупреждения брака отливок
модельную оснастку нужно периоди-
чески подвергать профилактическому
осмотру (состояние поверхностей, на-
дежность моделей, элементов литнико-
вой системы, фиксаторов и толкате-
лей). Забоины или раковины, обнару-
женные на моделях, плитах или стерж-
невых ящиках, заделывают металличе-
скими вставками или запаивают туго-
плавкими припоями с температурой
плавления свыше 502 °C.
Плиты и ящики рекомендуют хра-
нить на специальных стеллажах,
в ячейках. В каждой ячейке допуска-
ется располагать только одну плиту
или один стержневой ящик. Установка
плит одна на другую не допускается.
В случае длительного хранения модель-
ную оснастку смазывают техническим
вазелином. Перед началом работы мо-
дельные плиты и стержневые ящики
обтирают сухой мягкой ветошью и
обезжиривают.
4. Технологические
материалы
Общие сведения. К технологическим
материалам относят пески, смолы,
катализаторы и добавки, используе-
мые для приготовления песчано-смоля-
ных смесей.
Пески. В качестве основы песчано-
смоляных смесей чаще всего применяют
обогащенные кварцевые формовочные
пески (ГОСТ 2138—84). За рубежом
для этой цели используют и цирко-
новый песок, но доля его в общем
объеме мала. Применение цирконовых
песков обеспечивает повышение ка-
чества стальных отливок вследствие
стабильности при высоких темпера-
турах и более благоприятных, чем
у кварца, теплофизических свойств.
Технологические материалы
16«
I
В качестве основы термостойких пес-
чано-смоляных смесей упоминаются
также хромитовый и оливиновый пески,
а также порошкообразный графит.
Большое количество щелочей в оливи-
новом песке делает его малопригод-
ным для изготовления оболочковых
форм. Порошкообразный графит на-
шел применение при получении от-
ливок из титановых сплавов.
Зерновой состав песков должен быть
сосредоточен на минимальном коли-
честве сит: на сито 005 и тазик должно
приходиться 0,3—0,5%. Песок должен
содержать не менее 98% SiO2 и не
более 0,5% глины. Желательно при-
менять пески округлой формы с чи-
стой поверхностью зерен.
Размер, форма, состояние поверх-
ности зерен песка, химический состав,
содержание глины и других примесей
влияют на качество песчано-смоляных
смесей и отливок. Мелкозернистые
пески обеспечивают получение поверх-
ностей небольшой шероховатости, од-
нако требуют большего расхода свя-
зующего и обладают пониженной огне-
упорностью. Пески с округлой формой
зерна обеспечивают высокую теку-
честь и газопроницаемость, повышают
сопротивление отвержденной оболочки
термоудару. Наличие глины и других
примесей на поверхности зерен сни-
жает огнеупорность песка и обуслов-
ливает необходимость повышенного
расхода связующего. Во время пред-
варительного прокаливания песка при
800 °C пленка примесей на поверх-
ности зерен растрескивается и раз-
рушается.
Смолы. В качестве связующего в пес-
чано-смоляных смесях используют фе-
нолформальдегидные смолы, полу-
чаемые в результате поликонденсации
фенола СвН5ОН и формальдегида
СН2О. Характер и свойства образую-
щегося продукта определяются строе-
нием фенола, соотношением реаген-
тов и pH среды. В присутствии кислых
катализаторов, при молярном соотно-
шении фенол: формальдегид ^1, об-
разуются новолачные или термопла-
стичные смолы. В присутствии ще-
лочных катализаторов и соотношении
фенол : формальдегид 1 образуются
резольные или термореактивные смолы.
Благодаря указанному соотношению
компонентов резольные смолы содер-
жат в своей структуре метилольные
группы, обеспечивающие им возмож-
ность необратимо отверждаться в ре-
зультате образования трехмерных, не-
плавких и нерастворимых соединений.
Отверждение резольных смол проис-
ходит наиболее интенсивно при на-
греве; однако эта реакция идет само-
произвольно, хоть и более медленно,
при 20 °C. Вследствие неконтролируе-
мого отверждения резольные смолы
можно использовать только в качестве
добавок к основному связующему,
которым являются новолачные смолы.
Новолачные смолы не содержат ме-
тилольных групп: их место в струк-
туре свободно, что обеспечивает воз-
можность обратимого изменения агре-
гатного состояния при нагреве и ох-
лаждении. Необратимое отверждение
новолачных смол происходит только
при введении недостающего количе-
ства формальдегида, что позволяет
контролировать этот процесс. В ка-
честве отвердителя применяется уро-
тропин, который при нагреве до 117 °C
распадается с выделением формальде-
гида и аммиака.
При нагреве смола плавится и пере-
ходит в жидкое состояние, одновре-
менно происходит распад уротропина;
при взаимодействии с формальдегидом
смола переходит в неплавкое и трудно
растворимое состояние; в результате
последующего нагрева смола стано-
вится полностью неплавкой и нераство-
римой. Дальнейший нагрев или вы-
держка при температуре отверждения
вызывает термодеструкцию смолы.
В СССР для изготовления оболочко-
вых форм выпускаются новолачные
смолы СФ-011, СФ-012, СФ-015 и
СФ-015М по ГОСТ 18694—80 в виде
чешуек толщиной до 1 мм размером
5—10 мм, а также связующие
СФП-ОНЛ по ОСТ 6-05-441—78, пред-
ставляющие смесь тонкоизмельченной
новолачной смолы с 6—10% уротро-
пина. Характеристики этих материа-
лов приведены в табл. 10 и 11.
В зарубежной практике используется
широкая гамма новолачных смол, ко-
торые обладают специальными свой-
ствами благодаря модифицированной
структуре и введению ряда добавок.
Подобные смолы используют для при-
170
ЛИТЬЕ В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
10. Термопластичные смолы и связующие на их основе
Марка смолы или связующего Динами- ческая вязкость 50 %-ного раствора в ацетоне, МПа- с Мас. доля свободного фенола, % Температура каплепаде- ния, °C Применение (см. приготовление песчано-смоляных смесей)
СФ-011 35—95 5,0 116—125
СФ-012 40—130 4,5 126—135 Горячее плакирова- ние
СФ-015, СФ-015М 30—70 4,0 105—115
СФП-ОИЛ ♦ — — Холодное плакирова- ние и механическое смешивание
* Прочность образцов, изготовленных из смеси кварцевого песка и 5%
связующего, должна быть не менее 48-10б Па; подвижность расплава 40—90 мм;
содержание уротропина 6—10% (мае. доля).
11. Термореактивные смолы
Марка смолы ! Плотность, г/см3 Водородный показатель (pH) i Динамиче- ская вяз- кость, МПа-G Мас. доля свободного фенола, % Время же- латиниза- ции, с 1 i Мас. доля 1 нелетучего остатка, % Применение
СФЖ-3032 СФЖ-3042 1,2 — 1,25 7,8—8,2 250 — 1200 Не более 10 Не более 17 95— 130 -S Не менее 65 Добавляют к новолач- ной смоле при горячем плакирова- нии
готовя енйя смесей с повышенными
прочностью, скоростью отверждения,
текучестью, пластичностью, сопро-
тивлением термоудару, термостойко-
стью и т. п.
Технологические свойства термо-
пластичных смол могут быть улуч-
шены с помощью термореактивных
смол в качестве добавок (табл. 11).
Так, добавка жидкой резольной смолы
СФЖ-3032 по ГОСТ 20907—75 к твер-
дой новолачной смоле позволяет от-
верждать ее минимальным количе-
ством уротропина, что резко снижает
опасность появления в стальных от-
ливках ситовидной пористости. До-
бавка к новолачной смоле 0,2—0,3%
жидкой резольной смолы СФЖ-3042
по ТУ 6-05-1826—77 приводит к уско-
рению отверждения и повышению термо-
стойкости песчано-смоляной смеси.
Технологические добавки — отверди-
тели, смазки и специальные добавки.
Необратимое отверждение новолач-
ной смолы обеспечивается вводом уро-
тропина (ГОСТ 1381—73). Уротро-
Технологические материалы
171
пин — растворимый в воде белый
порошок.
Другой добавкой, ускоряющей про-
цесс отверждения смолы, является
борная кислота (ГОСТ 9656—75). Чаще
всего она вводится в водный раствор
уротропина и вместе с ним подается
в смесь.
Наиболее распространенной тех-
нологической добавкой является стеа-
рат кальция (ТУ 6-14-722—76), повы-
шающий текучесть смеси и облегчаю-
щий отделение оболочковых форм от
модели.^ Повышая текучесть смеси,
эта добавка увеличивает плотность и
прочность готовых форм. Аналогичное
действие оказывает добавка водно-
восковой дисперсии. Последнее ве-
щество обладает не только раздели-
тельными свойствами, но и позволяет
пластифицировать отвержденные смеси,
повышая сопротивление термоудару
и трещиноустойчивость оболочек.
В качестве пластификатора смеси
для оболочковых форм в зарубежной
практике применяют специальный про-
дукт, получаемый из древесной смолы.
К числу специальных добавок от-
носятся окислы железа — магнетит
(FesOJ и гематит (Fe2O3), а также дву-
окись марганца (МпО2), применяемые
главным образом в производстве сталь-
ных отливок. Эти добавки предупреж-
дают науглероживание и ускоряют
затвердевание поверхности отливок,
предотвращая уход металла из формы
при трещинах и предупреждая обра-
зование поверхностных дефектов, обус-
ловленных газовыделением при термо-
деструкции смолы.
При производстве отливок из маг-
ниевых сплавов литьем в оболочко-
вые формы в смеси вводят защитную
добавку фтористоборного натрия.
Особенности термореактивных сме-
сей. Способ литья в оболочковые формы
стал возможен благодаря песчано-
смоляным смесям, обладающим спо-
собностью изменять агрегатное со-
стояние при' нагреве. Эти смеси по
сравнению с традиционными формо-
вочными смесями имеют значительно
большую текучесть и могут храниться
неограниченное время без ущерба для
качества. Последняя особенность спо-
собствовала созданию за рубежом мно-
гих фирм, специализирующихся на
производстве и поставке готовых пла-
кированных песков гарантированного
качества, что освобождает от затрат
на закупку и эксплуатацию дорогого
смесеприготовительного оборудования
и сокращает потребность в производ-
ственных площадях.
Приготовление песчано-смоляных
смесей. Наиболее простой способ при-
готовления смесей — механическое
смешивание. Сухой или смоченный
керосином песок перемешивается с фе-
нолформальдегидным связующим.
Смеси могут быть приготовлены в обыч-
ных бегунах, лопастных и шнековых
смесителях. Недостатки получаемых
смесей — расслаивание компонентов,
обусловленное большой разницей их
плотностей, значительное пылевыде-
ление и потери связующего, непригод-
ность для надува и настрела. Приме-
нение механических смесей незначи-
тельно.
В плакированных песках смоляная
пленка покрывает зерна основы и свя-
зана с ними адгезионным сцеплением.
Перевод смолы в жидкое состояние,
необходимое для покрытия зерен песка,
осуществляется путем растворения или
расплавления.
Холодное и теплое плакирование —
это процесс с использованием твердых
новолачных смол и растворителей или
жидких эмульсионных смол, в состав
которых входит уротропин. В про-
цессе холодного плакирования песок
при 20 °C смешивается со связующим
и растворителем, затем растворитель
удаляется с помощью продувки воз-
духом. При теплом плакировании ис-
пользуют предварительный нагрев
песка до 80—90 °C или продувку
смеси нагретым до той же температуры
воздухом, что сокращает продолжи-
тельность цикла. Для осуществления
холодного плакирования нужны мощ-
ные скоростные бегуны, снабженные
системой для продувки смеси. Хо-
лодное плакирование применяется
редко из-за необходимости расхода
растворителя, повышенной взрыво- и
пожароопасности.
При горячем плакировании сухой
песок предварительно нагревается до
127—147 °C, а затем смешивается с но-
во л ачной смолой, которая при этом
нагревается, плавится и обволаки-
17>
ЛИТЬЕ В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
12. Составы плакированных смесей, приме
Технология приготовления и оборудования Состав смеси [содержание составляющих,
Песок кварцевый 1К016 или 1 К01 Смола СФ-015 Уротропин •< Борная кислота
Непрерывный процесс горячего пла- кирования 100 5,0 10,0; 33%-ный водный раствор 0,06
100 5,0 8,5; 33%-ный водный раствор 0,06
Периодический процесс горячего плакирования. Установка «Fordath- 2000» (Великобритания) 100 3,5 12,0; 21%-ный водный раствор —
Периодический процесс горячего плакирования. Установка «Ма- xei-250» (Франция) 100 4,0 15,0; 33%-ный водный раствор —
*х % от смолы.
*2 Предел прочности при изгибе.
вает зерна песка. Далее в смесь вводят
уротропин в виде 30—35%-ного рас-
твора, борную кислоту и стеарат каль-
ция. Возможность разложения уро-
тропина при нагреве во время плакиро-
вания предупреждается охлаждением
смеси водой, в которой растворен
уротропин. После завершения пере-
мешивания смесь охлаждают и про-
сеивают. Процесс горячего плакиро-
вания требует тщательного контроля
температурных режимов — начальной
температуры песка при вводе в сме-
ситель и температуры смеси в момент
ввода уротропина. Начальная тем-
пература песка должна быть на 25—
30 °C выше температуры каплепаде-
ния, используемой для плакирования
смолы, а температура смеси в момент
ввода раствора уротропина не должна
превышать 105—110 °C. Нарушение
этих режимов приводит к получению
некачественных смесей.
В табл. 12 приведены составы и свой-
ства плакированных смесей, применяе-
мых для производства чугунных и
стальных отливок на ряде отечествен-
ных заводов. Прочность и плотность
отвержденных смесей зависит от со-
держания в них уротропина и стеарата
кальция (рис. 13 и 14).
Для горячего плакирования песка
необходимо наиболее сложное обору-
дование, в состав которого входят
дозирующие устройства для исходных
материалов, печь для нагрева песка,
устройства для сушки, охлаждения и
просеивания смеси. Технические ха-
рактеристики некоторых видов обору-
дования для горячего плакирования
песка, применяемого в СССР, даны
в табл. 13.
Контроль материалов. По стандарт-
ной методике, принятой в литейном
производстве, проверяют: содержание
глинистых составляющих neUca, зер-
г
4
Технологические материалы
17в
яяемых для чугунных и стальных отливок
1 1 % (мае. доля)] Прочностные свойства смеси (временное сопро- тивление при растяже- нии) ов-10“6, Па Область применения смеси
Стеарат кальция •* Водно- восковая дисперсия в горячем состоянии в холодном состоянии
——- 0,1 10—14 35—40 Производство отливок для тракторов из углеродистой стали
— 0,1 8—10 30—40 Производство чугунных от- ливок
3,2 — — 45—50 *2 Производство отливок из вы- соколегированной стали
4,0 — До 35 До 60 *2 Производство чугунных ци- линдров
новой и химический состав (содержа-
ние SiO2). Критерии оценки пригод-
ности песка даны на стр. 168—169.
Содержание уротропина, °/о
(доля от массы смолы)
Рис. 13. Зависимость прочности на
растяжение от содержания в смеси
уротропина:
/ — в холодном состоянии; 2 — в горячем
состоянии
В новолачных фенолформальдегид-
ных смолах определяют: температуру
каплепадения по ГОСТ 16388—70,
вязкость 50%-кого раствора в аце-
тоне по ГОСТ 16894—80 и содержание
свободного фенола по ГОСТ 11235—75.
б, МПа М, г
Содержание стеарата кальция, 7»
(доля от массы смолы)
Рис. 14. Зависимость плотности 1
и прочности на растяжение 2 от со-
держания в смеси стеарата кальция.
Плотность выражена черев массу
образца постоянного объема (1 — ов
при растяжении; 2 — плотность)
4
174
ЛИТЬЕ В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
I
13. Технические характеристики оборудования
для горячего плакирования песка
Параметр Марка установки
15711 <Maxei-250> (Франция) <Fordath-2000> (Велико- британия)
Производительность, кг/ч 3000 3000 2000
Масса замеса, кг 260 250 80
Продолжительность цикла, мин — 5 3
Мощность, кВт — 96 25
Габаритные размеры, м 7,3X6,3X7,7 7X6,2X7,7 19 000
Масса, кг 18 900
Примечание. Топливо для нагрева песка — природный газ.
Согласно ОСТ 6-05-441—78 при кон-
троле связующего СФП-ОИЛ опреде-
ляют подвижность при 140 °C, мас-
совую долю уротропина и прочность
на изгиб образцов, изготовленных
из смеси кварцевого песка с 5% свя-
зующего. Критерии оценки свойств
смол и связующих материалов даны
в табл. И.
В зарубежной практике контроли-
руют ряд других параметров, в том
числе изменение вязкости смолы во
времени при нагреве до постоянной
температуры [6]. По профилю рео-
логической кривой (рис. 15) смолы
можно прогнозировать ее технологи-
ческие свойства. Участок АВ кривой
характеризует скорость расплавления:
чем короче участок между проекциями
точек А и В на горизонтальную ось,
тем интенсивнее процесс горячего пла-
кирования и быстрее формирование
оболочки при изготовлении форм и
стержней. Длина участка ВС харак-
теризует текучесть смолы; при боль-
шой текучести велика вероятность
отслаивания и отпадания оболочки
при формировании. По длине участ-
ка CD можно оценить продолжитель-
ность отверждения и всего цикла из-
готовления форм и стержней. Для
построения реологических кривых свя-
зующих материалов можно использо-
вать вискозиметр или пластометр.
Свойства смесей в исходном и отвер-
жденном состояниях. В исходном со-
стоянии определяются следующие свой-
ства смесей: потери при прокаливании, >
температура прилипания, текучесть,
газотворная способность, продолжи-
Фаза I
термопластичная
Фаза II
переходная
Нагрев и
плавление
___I______L
Желатинизация и
начало отверждения
____।।_______
Фаза III
термореактивная
Отверждение
и начало термо -
деструкции
___।।______
Температура
Рис. 15. Реологическая кривая свявующего на основе новолачной смолы
Технологические материалы
175
тельность формирования и отвержде-
ния оболочки.
После отверждения проверяют проч-
ность в горячем и холодном состоя-
ниях, газопроницаемость, деформацию
при одностороннем нагреве и трещино-
устойчивость. Часть этих свойств кон-
тролируют постоянно в экспресс-лабо-
раториях смесеприготовительных отде-
лений; к ним относятся прочность при
изгибе или растяжении, а также по-
тери при прокаливании. В зарубеж-
ной практике в текущий контроль
входит определение температуры при-
липания. Остальные свойства в про-
изводственных условиях контролиру-
ются периодически. К их проверке
обращаются также при возникнове-
нии некоторых видов брака форм и
стержней, а также при исследователь-
ских работах.
Потери при прокаливании характе-
ризуют фактическое содержание лету-
чих веществ в смеси (смола + уро-
тропин); они определяются весовым
способом как разность масс (%) до
и после прокаливания навески смеси
10 г при 902 °C в течение 1,5 ч.
Температура прилипания опреде-
ляется (для выбора температуры на-
грева оснастки) с помощью приборов,
выпускаемых фирмами «Н. Dietert,
Inc.» (США) и «Georg Fisher» (Швей-
цария). На поверхность нагретого ме-
таллического стержня с температур-
ным перепадом от 80 до 150 °C на длине
80 мм насыпают ровный слой смеси,
который после 10 с выдержки сду-
вают струей сжатого воздуха под низ-
ким давлением. Температура стержня,
измеренная контактной термопарой
в начальной точке прилипшей части
смеси, считается температурой при-
липания.
Текучесть характеризует способ-
ность смеси перемещаться под дей-
ствием собственной массы; она оп-
ределяется временем истечения на-
вески 100 г через калиброванное от-
верстие воронки диаметром 6—8 мм
и выражается как скорость истечения
в г/с. При использовании воронки
диаметром 6 мм скорость истечения
механической смеси 3,7 г/с; смеси,
плакированной холодным способом,
16,6 г/с; сухого кварцевого песка —
21,7 г/с. Скорость истечения через
Рис. 16. Изменение газотворной спо-
собности при различном содержании
связующего в смеси
воронку диаметром 8 мм горячеплаки-
рованной смеси 19—25 г/с.
Газотворная способность характе-
ризует объем газов, выделяющихся
из смеси при контакте с расплавлен
ным металлом. Газотворная способ-
ность при нагреве навески смеси до
1000 °C находится в прямой зависимо-
сти от содержания связующего (рис. 16);
вместе с тем, независимо от содер-
жания смолы, кинетика газовыделе-
ния во всех случаях почти одинакова —
основное количество газов выделяется
в течение первых 60 с нагрева. Уста-
новлено значительное влияние ско-
рости нагрева на газотворную способ-
ность. По данным Ю. В. Рудницкого
и др., при скорости нагрева навески
80 °С/мин газотворная способность
смеси минимальна; при повышении
скорости нагрева до 300 °С/мин объем
выделяющихся газов возрастает на
20%.
В табл. 14 приведены данные по со-
ставу газов, выделяющихся при раз-
личных температурах нагрева навески
плакированного песка с 4% смолы
СФ-015, 15% уротропина в водном
растворе и 4% стеарата кальция
(в % от массы смолы).
При всех температурах нагрева
смеси очевидно преобладание восста-
новительной газовой атмосферы, ко-
торая возрастает с повышением тем-
пературы.
Продолжительность формирования
характеризуется толщиной песчано-
смоляной оболочки, образующейся на
нагретой поверхности оснастки при
ее контакте со смесью; эта толщина
зависит от температуры оснастки и
длительности выдержки при ней смеси;
на толщину влияют также вязкость
17в
ЛИТЬЕ В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
14. Состав газов, выделяющихся при различных температурах [1]
Температура нагрева смеси, °C Содержание окис- лительных газов, о/ /о Содержание восстанови- тельных газов, %
СО, О, Всего Углеводоро- ды СпН2л_|_2 СО н, Всего
352 13,0 14,7 27,7 7,1 26,3 38,9 72,3
502—602 2,1 2,6 4,7 33,0 15,1 47,2 95,3
602—802 3,5 0,8 4,3 25,7 10,0 60,0 95,7
802—902 2,2 1,0 3,2 11,3 7,5 78,0 96,8
902—1002 2,1 1,5 3,6 3,8 17,6 75,0 96,4
Выдержка при 1002 1,3 1,2 2,5 1,9 12,2 83,4 97,5
смолы и температура смеси при вводе
уротропина при горячем плакировании.
Толщину песчано-смоляной оболочки
определяют путем измерения толщины
оболочки, образованной на гладкой
плите, нагретой до 180 °C при засыпке
на ее поверхность постоянной навески
смеси, выдержке в течение 30 с, сбросе
излишка, отверждении оболочки и
замере ее толщины в трех точках с по-
следующим расчетом средней вели-
чины. Более удобна для сравнения
свойств ряда смесей скорость форми-
рования, полученная как частное от
деления средней толщины оболочки (мм)
на 30 с.
Продолжительность отверждения ха-
рактеризуется кинетикой нарастания
прочностных свойств смеси, нагревае-
мой при постоянной температуре; ею
считается время, в течение которого
достигаются максимальные прочност-
ные свойства отвержденной смеси.
Эта продолжительность зависит от
свойств смолы, содержания в ней уро-
тропина и борной кислоты, а также от
температуры отверждения. С ростом
температуры отверждение происходит
быстрее, однако возникает опасность
начала термодеструкции смолы. Про-
должительность отверждения оцени-
вается путем определения прочностных
свойств горячих образцов «восьме-
рок» толщиной 10 мм, отверждаемых
при температуре 300 °C в течение 60,
90, 120, 150 и 180 с. Для определения
этого параметра наиболее пригоден
прибор мод. № 365 «Н. Dietert, Inc.»
или его аналог мод. PCR фирмы
«Georg Fisher», в котором временное
сопротивление при растяжении мо-
жет быть определено через любой
промежуток времени после засыпки
смеси в форму без необходимости уда-
ления из нее образца.
Плакированные и механические пес-
чано-смоляные смеси в исходном со-
стоянии не обладают прочностью. В ре-
зультате нагрева смеси смола оплав-
ляется и, растекаясь, образует мостики,
соединяющие между собой зерна песка.
После отверждения смолы между
зернами возникают связи, которые
тем прочнее, чем больше общая
площадь контактных зон. Этим объяс-
няется более высокая (в среднем на
25—30% выше) прочность плакиро-
ванных смесей по сравнению с механи-
ческими, содержащими такое же ко-
личество связующего материала. Кроме
равномерности распределения свя-
зующего, на прочность влияют коли-
чество и качество связующего, раз-
мер и форма зерен песка, наличие глины
и других примесей, а также степень
уплотнения смеси.
Прочность контролируют путем ис-
пытания образцов немедленно после
отверждения (испытания в горячем
состоянии) или после охлаждения об-
разцов до комнатной температуры (ис-
пытания в холодном состоянии). Ме-
тодика испытаний в горячем состоя-
нии рассмотрена ранее. В холод-
ном состоянии проводят испытания
образцов «восьмерок» толщиной 25 мм
Дефекты отливок, форм и стержней
177
на растяжение или плоских образцов
размерОхМ 150X25X 10 мм — на изгиб.
Прочность смеси в горячем состоя-
нии позволяет прогнозировать пове-
дение оболочковых форм при съеме
с модельной плиты и склеивании;
прочность в холодном состоянии обус-
ловливает возможности хранения,
транспортирования и засыпки форм
опорным материалом перед заливкой.
Образцы для испытаний получают
по различным методикам;
ОСТ 6-05-441—78 оговаривает режимы
изготовления и испытания на изгиб
Температура нагрева, °C
Прочность осж- 10~б, Па
Временное сопротивление при ра-
стяжении смесей, содержащих 4%
смолы, снижается при нагреве от 20
до 700 °C с 14,9 до 1,7-105 Па, смесей,
содержащих 6% смолы — с 20,8
до 2,2-105 Па.
Тонкостенные оболочковые формы об-
ладают высокой газопроницаемостью,
которая в 15—20 раз выше, чем у обыч-
ных песчано-глинистых форм. Од-
нако при использовании очень мел-
ких песков газопроницаемость сле-
дует контролировать по стандартной
методике на образцах, диаметр и вы-
сота которых равна 50 мм.
Трещиноустойчивость характеризует
способность оболочковых форм вы-
держивать тепловые и механические
напряжения при заливке. Разрушение
форм обусловлено не термодеструк-
цией смолы и разупрочнением смеси,
а неравномерным тепловым расшире-
нием хрупкого материала оболочки.
Поэтому повышение трещиноустой-
чивости достигается неполным отвер-
ждением смеси, вводом пластифици-
рующих добавок или применением
модифицированных связующих мате-
риалов.
Трещиноустойчивость определяется
временем от начала заливки форм
(или имитирующего ее одностороннего
нагрева образцов с помощью газовой
горелки или раскаленного нагрева-
теля) до образования трещин; чем
длинее этот период, тем выше трещино-
устойчивость.
Фирмы, производящие плакирован-
ные пески, рекламируют добавки, сни-
жающие коэффициент линейного рас-
20 200 400
127 120 108
образцов в холодном состоянии.
Примерные прочностные свойства
смесей приведены в табл. 12. Характер
изменения прочностных свойств от-
вержденных смесей при нагреве обус-
ловлен процессами термодеструкции
смол. По данным ЦНИИТМАШа, проч-
ность на сжатие цилиндрических об-
разцов диаметром 30 и высотой 45 мм
из смеси кварцевого песка с 7% свя-
зующего типа СФП-ОПЛ, отвержден-
ных в течение 5 мин при 350 6С, из-
меняются при нагреве следующим об-
разом:
600 800 1000 1200
52 29 24 15
ширения смесей, как средство повы-
шения трещиноустойчивости оболоч-
ковых форм. При нагреве до 1000 °C
в течение 3 мин линейное расширение
смеси, содержащей добавки, на 30%
ниже, чем у смеси без добавок |7].
Применение для изготовления обо-
лочковых форм и стержней высоко-
качественных, чистых песков обуслов-
ливает целесообразность их много-
кратного использования. Существует
также важная экологическая проблема,
связанная с необходимостью устройства
«отвалов», куда свозятся фенолосодер-
жащие отходы.
Наиболее эффективным способом ре-
генерации отработанных оболочковых
форм является нагрев в кипящем слое
т. е. терморегенерация. Терморегене-
рат является более качественным ма-
териалом, чем свежий песок; смеси
на нем обладают большой прочностью
при равном содержании связующего.
Это обстоятельство, как правило, обес-
печивает экономический эффект термо-
регенерации, несмотря на значитель-
ные затраты энергии. Перед регенера-
цией отходы (битые и бракованные
формы и стержни, а также несгорев-
шие куски оболочек после выбивки
отливок) подвергают дроблению и се-
парации.
5. Дефекты отливок, форм
и стержней
* Дефекты отливок, форм и стержней
при литье в оболочковые формы из
термореактивных формовочных сме-
сей приведены в табл. 15 и 16.
178
ЛИТЬЕ В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
15. Дефекты отливок при литье в оболочковые формы
из термореактивных формовочных смесей
Причины дефекта
Способы предупреждения
Местная повышенная шероховатость поверхности
Рыхлоты и неплотности оболочки
Переотверждение формовочной смеси
Задиры на рабочей поверхности обо-
лочки вследствие неравномерного ее
съема с модельной плиты
Увеличенный и неравномерный слой
разделительного состава на модельной
оснастке
Механическое повреждение рабочей по-
верхности модельной оснастки
Перегрев расплава
Перегрев и эрозионное повреждение
отдельных участков оболочки
Увеличенный статический и динами-
ческий напор расплава при заливке
Повышение текучести смеси, исполь-
зование вибрации
Снижение температуры модельной ос-
настки, продолжительности отвержде-
ния смеси, снижение содержания уро-
тропина
Регулировка механизма съема оболо-
чек с модельной плиты
Регулярная очистка оснастки от на-
гара, соблюдение режима нанесения
состава
Ремонт и зачистка дефектного участка,
соблюдение правил хранения и ре-
монта оснастки
Соблюдение установленных режимных
параметров
Рассредоточение подвода расплава к
рабочей полости формы; уменьшение
линейной скорости заливки
Изменение положения отливки в форме
до момента перехода отливки в гори-
зонтальное положение (в положении
заливки); заливка металла сверху;
устройство в форме открытых выпоров
(прибылей)
Пригар песка
Наличие в формовочной смеси легко-
плавких составляющих и повышенное
содержание глины
Переотверждение формовочной смеси
Применение кварцевых песков с ми-
нимальным содержанием примесей; ис-
пользование песка повышенной тем-
пературы спекания (например, цир-
конового)
То же
Песчаные и шлаковые раковины и засоры
Попадание песка через отверстие лит-
никовой воронки при формовке обо-
лочки и укладке ее под заливку
Смыв металлом острых и выступающих
участков формы и стержня
Рыхлоты и неплотности оболочки
Переотверждение формовочной смеси
Неудовлетворительная конструкция
литниковой системы в части шлако-
улавливания
Закрыть литниковую воронку перед
формовкой оболочки
Увеличение радиусов закруглений на
модели и стержневом ящике
То же
»
Применение литниковой системы с на-
дежной системой шлакоулавливания
(например, с помощью сетки)
Дефекты отливок, форм и стержней
179
Продолжение табл. 15
Причины дефекта
Способы предупреждения
Небрежная валивка форм
Соблюдение правил заливки; приме-
нение чайниковых ковшей
Газовые раковины
Повышенная гавотворная способность
песчаносмоляной смеси
Недостаточное отверждение оболочки
Недостаточная вентиляционная спо-
собность формы и стержня
Снижение содержания смоляного свя-
зующего и удлинение периода отвер-
ждения
Удлинение периода формирования и
отверждения оболочки
Использование крупнозернистого пе-
ска; устройство выпоров и вентиля-
ционных каналов
Науглероживание металла и образование «апельсиновой корки»
Повышенная науглероживающая спо-
собность песчано-смоляной смеси
Малая интенсивность охлаждения от-
ливки
Недостаточное питание отдельных уча-
стков отливки
Снижение содержания связующего;
ввод в смесь окислов железа или кар-
бонатов (до 10%)
Применение холодильников, охлажда-
ющих ребер и других воздействий;
уменьшение коробления оболочки
Устройство технологических напусков
и прибылей для организации строго
направленного затвердевания
16. Дефекты оболочковых форм из термореактивных
формовочных смесей, причины и способы их предупреждения
Причины дефекта
Способы предупреждения
Отслаивание неотвержденной оболочки
от рабочей поверхности модельной оснастки
Применение нивковязкого смоляного
связующего или связующего, имеюще-
го длительный период желатинизации
Неполное удаление растворителя из
смеси (при холодном плакировании)
Низкая или неодинаковая температура
в разных зонах оснастки
Подбор соответствующего связующего
или ввод дополнительно 0,2—0,4%
уротропина либо 0,05% борной кис-
лоты от массы смеси
Удлинение продолжительности про-
дувки смеси, использование для про-
дувки воздуха, подогретогр до 70—
80 °C
Подъем температуры, изменение рас-
положения нагреваемых устройств
180
ЛИТЬЕ В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
Продолжение табл. 16
Причины дефекта
Способы предупреждения
Недостаточная толщина оболочки
Низкая температура оснастки
Недостаточная теплоаккумулирующая
способность оснастки
Недостаточная продолжительность пе-
риода формирования оболочки
Высокая температура каплепадения
смоляного связующего
Подъем температуры, изменение рас-
положения нагреваемых устройств
Замена материала оснастки; уплотне-
ние стенок моделей и др. элементов
оснастки
Удлинение периода формирования обо-
лочки
Использование смоляного связующего
с более низкой температурой отвер-
ждения
Избыточная толщина оболочки
Высокая температура оснастки
Избыточная продолжительность пери-
ода формирования оболочки
Снижение температуры оснастки
Уменьшение периода формирования
оболочки
Поломки, трещины и деформация оболочковых форм
и стержней при съеме
Недостаточное количество толкателей
в оснастке
Неодинаковый ход толкателей
Образование нагара на оснастке
Низкая прочность песчано-смоляной
смеси
Высокая или неоднородная темпера-
тура отверждения различных частей
оболочки
Наличие поднутрений, недостаточные
литейные уклоны на оснастке
Установка дополнительных толкателей
в местах затрудненного съема
Проверка высоты хода толкателей,
регулировка толкателей
Регулярная очистка оснастки от на-
гара
Соблюдение технологии смесепригото-
вления; увеличение количества свя-
зующего в смеси
Снижение температуры оснастки; ре-
гулировка нагревателей
Ремонт и зачистка дефектного участка
оснастки; доводка оснастки; соблюде-
ние режима нанесения разделитель-
ного состава
Коробление оболочковых форм
Различное тепловое расширение от-
дельных элементов оснастки
Неравномерное отверждение оболочки
Температурные напряжения при осты-
вании оболочки
Изготовление элементов оснастки из
одинакового материала
Регулировка работы нагревательных
устройств
Проведение правки горячих полуформ;
сокращение интервала между съемом
оболочки и поступлением ее на
склейку
Разновидности процесса литья в оболочковые формы
181
6. Разновидности процесса
литья в оболочковые формы
Литье с использованием псевдоожи-
женных сред и вакуумирования. Псев-
доожиженные среды • применяют как
при изготовлении, так и при заливке
оболочковых форм.
Оболочки из песчано-смоляной смеси
изготовляют с помощью бункера с под-
вижным двойным дном (рис. 17),
имеющим привод вертикального пере-
мещения [3]. Нагретую модельную
оснастку устанавливают на приемную
рамку бункера (рис. 17, а). Подавая
сжатый воздух в распределитель 3
и под диафрагму 12, переводят смесь
в псевдоожиженное состояние и за
2—3 с транспортируют ее поднимаю-
щимся распределителем к модели 1.
По достижении смесью поверхности
модельной оснастки подачу воздуха
в распределитель прекращают и осу-
ществляют прессование им смеси в те-
чение 15—40 м, необходимых для на-
растания на модели оболочки требуемой
толщины (рис. 17, б). При прекраще-
нии подачи воздуха под диафрагму
распределитель с излишками смеси
опускается в исходное положение.
Псевдоожижение формовочной смеси
обеспечивает хорошее заполнение ею
полостей моделей сложной конфигу-
рации, исключение теневого эффекта
вертикальных стенок модели. Наилуч-
шее качество оболочек получается при
вакуумировании модельной оснастки
в процессе формообразования.
Применение псевдоожиженных сред
заключается в следующем. Собранные
оболочковые формы помещают по 2—
4 шт. в проволочные кассеты с ячей-
кой ~50X50 мм. Кассету с оболочками
погружают в псевдоожиженный слой
опорного материала (рис. 18), после
чего подачу воздуха в контейнер пре-
кращают и опорный материал, оседая,
уплотняется вокруг оболочковых форм.
Для улучшения уплотнения опорный
слой подвергают вибрации и вакууми-
руют. Вакуумирование продолжают
и во время заливки оболочек, удаляя
из рабочей зоны выделяющиеся газы.
После образования на отливке до-
статочно толстой твердой корки про-
водят повторное псевдоожижение опор-
ного слоя, что на 25—50% сокращает
продолжительность технологического
цикла формирования отливки. По окон-
чании цикла кассету с отливками и
о) б)
Рис. 17. Устройство для изготовления оболочковых форм в псевдоожиженном
слое песчано-смоляной смеси:
/ — модель; 2 — песчано-смоляная смесь; 3 — распределитель воздуха с газопроницае-
мой верхней стенкой; 4 и 5 — стенки бункера; 6 и 8 — стальные трубки Для подвода
воздуха в распределитель; 7 и 10 — втулки для крепления эластичной гофрированной
трубки; 9 — гофрированная резиновая трубка; 11 — гайка для крепления трубки 8
к днищу распределителя; 12 — резиновая диафрагма; 13 — брезентовый чехол для ис-
ключения попадания смеси между стенками бункера и распределителя
182
ЛИТЬБ В ОБОЛОЧКОВЫЕ ФОРМЫ
Рис. 18. Контейнер для заливки обо-
лочковых форм в псевдоожиженном
слое опорного материала:
1 — стенки контейнера; 2 — распредели-
тельная полость; 3 — пористая перего-
родка; 4 — опорный материал; 5 — обо-
лочковая форма; 6 — кассета с откидным
дном; 7 — поворотный душ; 8 — зали-
вочная площадка
остатками оболочек извлекают из кон-
тейнера и направляют на выбивку.
Псевдоожижение опорного материала
существенно облегчает формовку обо-
лочек в опорном слое, извлечение из
Рис. 19. Схема изготовления оболоч-
ковых форм по Vacu-Shel 1-процессу:
1 — поворотный бункер; 2 — модельная
плита; 3 — венты; 4 — коллектор; 5 —
формовочная смесь; 6 — оболочка
Рис. 20. Схема устройства для изго-
товления оболочковых форм с помо-
щью наполнительной рамки:
1 — наполнительная рамка; 2 — модель-
ная плита; 3 — полая плита; 4 — ка-
мера; 5 — вентиляционные каналы; 6 —
оболочка; 7 — толкатели; 8 — плита тол-
кателей; 9 — формовочная смесь; 10 —
венты
него отливок и остатков оболочек,
а также устраняет необходимость в се-
парации, охлаждении и транспорти-
ровке опорного материала.
Изготовление оболочковых форм из
холоднотвердеющих смесей (ХТС). Тра-
диционным способом изготовления обо-
лочковых полуформ из ХТС является
засыпка модельной оснастки смесью
с помощью поворотного бункера с дном
в виде резиновой диафрагмы и уплот-
нение смеси диафрагмой в сочетании
с вибрацией и отверждением смеси
продувкой газом (СО2 или SO2). При
этом в бункер перед каждым циклом
формообразования засыпают порцию
смеси, необходимую для изготовления
одной оболочки. Полуформы полу-
чаются более толстостенными, чем
оболочки из термотвердеющей смеси,
однако содержат значительно меньше
связующего (например, в Colshell-
процессе /^1,5%) и не требуют энер-
гетических затрат на нагрев модель-
ной оснастки, которую можно изго-
товлять из дерева и пластмасс.
Необходимость дозирования засы-
паемой в бункер смеси устранена
в Vacu—Shell-процессе, при котором
толщина оболочки определяется глуби-
ной проникновения газа-отвердителя
в смесь (рис. 19). Глубину регулируют
Литье в углеродные формы
183
путем изменения давления газа и глу-
бины вакуумирования в коллекторе 4
модельной оснастки.
Аналогичный принцип используется
и в способе изготовления оболочек
из ХТС с помощью наполнительной
рймки (рис. 20). Газ-отвердитель, по-
даваемый в камеру 4, проникает в смесь
на глубину, определяемую его давле-
нием и сопротивлением сжимающегося
воздуха в порах между зернами песка.
В результате отверждается только
прилегающий к модели слой смеси,
толщину которого можно регулиро-
вать. После отверждения оболочки
смесь продувают' сжатым воздухом
через полую плиту 3 для вытеснения
остатков отвердителя.
Изготовление оболочковых форм из
ферромагнитных смесей. Ферромагнит-
ные материалы применяют главным
образом для увеличения теплопровод-
ности формовочной смеси с целью
ускорения охлаждения отливки. Од-
нако введение ферромагнитного по-
рошка в виде добавки в формовочную
смесь снижает ее прочность и не обес-
печивает существенного ускорения за-
твердевания отливки.
Целесообразно изготовлять оболоч-
ковые формы из смесей с полностью
металлическим наполнителем, на-
пример из смеси 94% чугунного песка
фракции 0315 и 6% термореактивного
связующего СФП-ОПЛ. Такие формы,
по данным 3. И. Юшковой, обладают
высокой прочностью, теплопровод-
ностью и газопроницаемостью.
Физические свойства оболочковой
смеси на чугунном песке: плотность
2900 кг/м3; предел прочности при сжа-
тии 50 МПа, при изгибе 10 МПа,
теплопроводность 1,5 Вт/(м-°С); удель-
ная теплоемкость 1170 Дж/(кг-°С).
Список литературы
1. Каленов В. П., Рудницкий Ю. В.,
Казьмин В. М. Химический состав
газов, выделяющихся при нагреве
оболочковых форм//Литейное произ-
водство. 1979. № 6. С. 21—22.
2. Литье в оболочковые литейные
формы. Руководящий документ.
РД 2 483-33—89. М.: ВНИИТЭМР,
1989. 32 с.
3. Марьинский А. В. Особенности
изготовления оболочковых форм в
псевдоожиженном слое песчано-смо-
ляной смеси//Литейное производство.
1986. № 1. С. 22—23.
4. Руденко А. Б., Серебро В. С.
Литье в облицованный кокиль. М.:
Машиностроение, 1987. 184 с.
5. Серебро В. С., Марьинский А. В.
Прогрессивные технологические про-
цессы изготовления оболочковых форм
М.: ВНИИТЭМР, 1986. 44 с. (Обзор-
ная информация)
6. Справочник по чугунному литью/
Под ред. Н. Г. Гиршовича. Л.: Ма-
шиностроение, 1978. 758 с.
7. Terron С. The shell process-40
years of development/Foundry Trade
journal. 1987. № 2.
Глава IV
ЛИТЬЕ В УГЛЕРОДНЫЕ ФОРМЫ
Графитовые формы многократного
использования (кокили), изготовлен-
ные механической обработкой графи-
товых электродов или блоков, эф-
фективно применяют при литье заго-
товок как из цветных, так и из чер-
ных сплавов [8, 11, 12]. Особый ин-
терес представляют углеродные фор-
мы при литье титана и тугоплавких
металлов, для которых графит в ряде
случаев является единственно прием-
лемым материалом [8]. При получе-
нии изделий для атомной, авиакос-
мической и высокотемпературной тех-
ники применяют формы с исполь-
зованием новых углеродных материа-
лов, таких, как волокна и ткани, пиро-
графит и углеситал, стеклоуглерод,
высокоплотный и рекристаллизован-
ный графит, обладающие исключи-
тельно широким диапазоном тепло-
физических свойств.
184
ЛИТЬЕ В УГЛЕРОДНЫЕ ФОРМЫ
1. Виды и свойства
углеродных формовочных
материалов
Углеродные материалы (графиты),
применяемые для форм при литье
различных сплавов, можно подраз-
делить на следующие группы:
блочные искусственные графиты, об-
рабатываемые резанием (кокили и кри-
сталлизаторы);
зернистые и волокнистые материалы:
графитовые порошки, кокс, синтети-
ческие углеродные волокна и ткани для
изготовления форм набивкой, прессо-
ванием и методом выплавляемых мо-
делей;
пироуглерод (пирографит), форми-
рующийся на поверхности формы и в
ее порах или на формообразующей
модели при термическом разложении
газообразного углеводородного веще-
ства.
Современные графиты обладают
исключительно широким диапазоном
Рис. 1. Изменение при нагреве вре-
менного сопротивления графитов, ок-
сидов и металлов:
Сус’ СП’ Ср. Г’ Ст. г ~ графиты соответ-
ственно в виде усов, пирографит, рекри-
сталлизационный, технический; —
м
монокристалл вольфрама
механических, теплофизических и
химических свойств (табл. 1).
Прочность при высоких
темпер атур ах. Углеродные
материалы имеют аномальную зависи-
мость прочности от температуры.
Так, в диапазоне температур 1500—
1700 °C, когда кратковременная проч-
ность при растяжении для большинства
известных огнеупоров падает до нуля,
прочность графитов возрастает и при
2400—2600 °C более чем в 2 раза
превышает прочность этого материала
при 20°C (рис. 1). Соотношение проч-
ностей на сжатие, изгиб и разрыв
приблизительно соответствует отноше-
нию 4:2: 1.
Термостойкость. Благо-
даря высоким временному сопротив-
лению и теплопроводности, низкому
модулю упругости и малому значению
температурного коэффициента линей-
ного расширения термостойкость гра-
фитов, определяемая по формуле
Т = ов%/(а£),
на два-четыре порядка выше, чем
термостойкость карбидов TiC и ZrC
и наиболее огнеупорных оксидов ZrOa,
MgO и ВеО.
Теплоаккумул яцион-
ная способность. При тем-
пературе выше 1000 °C теплопровод-
ность плотных графитов одного по-
рядка с теплопроводностью металлов,
а пирографита и графитовых тканей
ниже, чем оксидных огнеупоров
(рис. 2). Истинная плотность графи-
тов с различной структурой межатом-
ных связей колеблется от 1400 до
2200 кг/м3, а удельные объемы этих
графитов отличаются в 2—3 раза (см.
табл. 1). В связи с этим теплоаккуму-
ляционная способность различных гра-
фитов, оцениваемая по формуле Ьф =
— Уизменяется в более широком
диапазоне в области высоких темпера-
тур, чем теплоаккумуляционная спо-
собность всей группы огнеупорных
оксидов.
Агрегатная стабиль-
ность в вакууме при кон-
такте с металлами. Испаре-
ние графита в вакууме при темпера-
туре до 2000 °C не превышает миллион-
ных долей грамма с квадратного сан-
Виды и свойства углеродных формовочных материалов
186
1. Углеродные (графитовые) материалы и их свойства
Углеродный материал р •* *, кг/м’ о, МПа Вт/(м.’°С) а 10% 1/°С
Графит: . технический (электрод- ный) эг-о, мг плотный и высокоплот- ный МГ-1, мгп-з, МГП-6, МГП-8, КПУ-1 реклисталлизованный (супер графит) РГ-Б, РГ-ЦК-1 1500—1600 Ов= 3-4-6 асж=20-4-40 30—40 при 400— 1000 °C 2—3
1700—1830 (2240) ав= 20-4-40 с ж~70-4- 120 50—80 при 600— 800 °C 3—6
1950—2180 ав=30-т-40 ЮО 100—400 (а) 50—100 (с) 0,5—2,5 (а) 7-9 (с)
Пирографит УПВ-1, УПВ-1Т 1900—2200 ав=70ч-100 вдоль слоя при 1000 °C 300 1200(a) 3—6 (с) 1—2 (а) 20 (с) при
Стеклоуглерод СУ-2000, СУ-2500 1430—1500 (1540) ав= 50-7-70 ^из" = 100-4-140 400 4—8 2—5
Графитированные волок- на (ткани, войлок) 1350—1450 (нити) 0,1 (войлок) ов < 700 (нити) До (40 (нить) 0,4 (войлок) 0,3—2
Графитовые кристаллы (усы) —(2260) <тв с 20 000 ——
Каменноугольный кокс 1200 (1900) — 3—5 (уп- лотненный) ——
Кокс фурановой смолы 870 (1800) 2—3 (в блоке)
Графитовая прессованная форма (обожженная при 1100 °C) 1560 (2000) ав= 1-7-2 ^СЖ 10 До 25 (не стабильно) 1—4
Графитовая форма обо- лочковая (обожженная при 1100 °C) 1100(1900) сгсж== 1~г-2 До 10
Коксовая форма оболоч- ковая 850 (1850) СГСЖ== 1"?"2 2—5 —
В скобках дана пикнометрическая плотность.
*2 (а), (с) — значения параметра вдоль кристаллографических осей соот-
ветственно а и с.
186
ЛИТЬЕ В УГЛЕРОДНЫЕ ФОРМЫ
Рис. 2. Теплопроводность графитов
и оксидов:
Сг, Св, Сп =- графит и графи-
товая ткань, пирографит. Плотные окси-
ды MgOnjI, ZrO2nJI и SiO2; MgO взят в
виде порошка; теплопроводность платины
приведена для сравнения
тиметра за 1 мин и практически не
зависит от контакта с металлами, в
то время как огнеупорные оксиды,
например, кремния, алюминия и цир-
кония в аналогичных условиях под-
вержены диссоциации с образованием
летучих оксидов низшей валентно-
сти — SiO, А12О и ZrO. При этом вы-
деляющийся кислород образует с ту-
гоплавкими металлами отливок легко-
плавкие оксиды, температура плавле-
ния (а для некоторых и температура
кипения) которых значительно ниже,
чем температура плавления оксидо-
образующего металла. Например, окси-
ды вольфрама, молибдена кипят
соответственно при 1750 °C, 1460 °C.
По имеющимся данным, скорость
растворения графита в расплавлен-
ном титане на один-два порядка ниже,
чем скорость растворения карбидов
(TiC, ZrC), тугоплавких металлов (Мо,
W) и огнеупорных оксидов (А12О3,
ZrO2). Мольный объем образующихся
на поверхности отливок карбидов при
контактном взаимодействии графита с
d-металлами IV—VI групп незначи-
тельно (в 1,1—1,3 раза) превышает
объем прореагировавших металлов,
тогда как объем оксидов этих металлов
больше в 2—3,5 раза, что вызывает
напряжения в контактной зоне огне-
упорного оксида и металла, приводя-
щие к разрушению отливки в этой
зоне и образованию пригара.
2. Литье в графитовый
кокиль цветных и черных
сплавов
Несмотря на то, что в практике ли-
тейного производства достаточно ши-
роко применяют литье в графитовые
кокили, этот способ литья следует рас-
сматривать как новый, находящийся
на стадии начального развития. Пред-
стоит на научной основе организо-
вать производство углеродных мате-
риалов для литейных форм с опти-
мальным комплексом свойств, а также
разработать рациональные технологии
изготовления и эксплуатации графи-
товых кокилей.
Изготовление графитовых кокилей.
Для изготовления высококачествен-
ных графитовых кокилей пригодны
только низкопористые (объемная доля
пор до 17%), высокоплотные (р >
> 1700 кг/м3) и прочные (осж не ме-
нее 50 МПа) графиты.
Этим требованиям отвечают графиты
МПГ-6, КПУ-1 и в меньшей
степени МГ-1. Теплопроводность та-
ких графитов составляет 80—
100 Вт/(м- С).
Применение кокилей из графитов
низкой плотности [например, элек-
тродных графитов р = 1500 кг/м3]
обычно не оправдывает затрат вслед-
ствие их быстрого разрушения и не-
высокого качества литья.
Плотные графиты хорошо обрабаты-
ваются резанием: скорость и глубина
резания при их станочной обработке
такие же, как и при обработке дре-
весины, а в отличие от электродных
графитов плотные графиты хорошо
шлифуются и полируются.
Анализ отечественного и зарубеж-
ного опыта [8, 11, 19] позволяет сде-
лать следующие технологические ре-
комендации.
Графитовый кокиль целесообразно
изготовлять в виде двух полуформ,
Литье в графитовый кокиль цветных и черных сплавов
187
которые закрепляют в специальных
станках для заливки и раскрытия
форм. Подвижная, более сложная по
конфигурации полуформа, в которой
при раскрытии кокиля остается от-
ливка, оснащается толкателями, кото-
рые располагаются по периферии полу-
формы, в местах приливов, что исклю-
чает перекосы отливки при ее вытал-
кивании.
Литниковую систему выполняют так,
чтобы ее размеры, конфигурация и
расположение в полуформах обеспе-
чивали оптимальные гидродинамиче-
ские и теплофизические условия за-
ливки, а также легкое извлечение
отливки и долговечность эксплуатации
форм. Как правило, между краем фор-
мообразующей полости и литником
расстояние должно быть не менее
75—100 мм. Литниковая чаша и стояк
должны обеспечивать гидростатический
напор при заливке, равный 1/4 высо-
ты отливки.
В формах для фасонного литья
легкоплавких сплавов предусматри-
вают литниковую систему, предназна-
ченную преимущественно для заливки
снизу по разъему формы или сверху
(для простых отливок). Стояк с пло-
щадью поперечного сечения, равной
или несколько меньшей площади по-
перечного сечения литника, плавно
соединяется с ним в нижней части
формы. Питатели изготовляют ши-
рокими и короткими. В верхней части
по разъему формы располагают вен-
ты, которые должны исключить обра-
зование противодавления воздуха при
заполнении формы металлом.
Литейные уклоны поверхностей ра-
бочей полости кокиля, формирующих
наружную поверхность отливки, дол-
жны составлять 0,5—1,0°, формирую-
щих внутренние поверхности — 1,5—
2,0°; радиусы сопряжения для внеш-
них углов отливки принимают рав-
ными 0,2—0,4 мм, для внутренних
углов 0,4—0,8 мм. Минимальные раз-
меры сечений формообразующей по-
лости графитовой формы не должны
быть меньше 3 мм и только при неболь-
ших площадях сечений могут быть
уменьшены до 1,5 мм.
Для литья легкоплавких сплавов
(например, на основе цинка и алюми-
ния) обычно применяют графитовые
кокили с размером полуформ по разъе-
му до 300X400 мм и глубине формо-
образующей полости до 100 мм.
Графитовые формы большего разме-
ра применяют, например, при литье
стальных колес железнодорожного
транспорта, фланцев, крышек и раз-
личных заготовок простой цилиндри-
ческой или прямоугольной формы.
Для получения отливок более слож-
ной конфигурации с наружными вы-
ступами и внутренними полостями
используются графитовые вставки или
разовые песчаные стержни.
Изготовляют следующие графитовые
кокили:
неразъемные (вытряхные) для наи-
более простых отливок прямоугольной
или цилиндрической формы;
с горизонтальной плоскостью разъе-
ма для отливок большой 'массы и с
достаточно сложной конфигурацией;
с комбинированной плоскостью
разъема, вставками и стержнями для
фасонных отливок;
универсальные кокили со сменными
графитовыми вставками.
После допустимого износа формо-
образующая полость кокиля может
многократно обновляться посредством
переточки. Так, например, для отли-
вок типа дисковых железнодорожных
колес перетачивание полуформ осу-
ществляют вглубь по всей формо-
образующей поверхности и разъему,
что не изменяет их геометрии.
Благодаря возможности использо-
вания для таких кокилей углеродных
материалов с различной теплоаккуму-
ляционной способностью (в том числе
пироуглеродов, волокна и углеродных
тканей) могут быть изготовлены формы,
создающие условия направленной
кристаллизации отливки.
Время цикла заливки кокиля зави-
сит от сложности отливки и ее массы
и составляет для мелкого (массой до
1 кг) литья около 1 мин.
В некоторых случаях (например,
при литье стальных колес железно-
дорожного транспорта) процесс за-
ливки в графитовый кокиль осуще-
ствляют под избыточным (до 0,2 МПа)
давлением сухого воздуха или азота.
Технико-экономическая эффектив-
ность применения графитовых кокилей.
Графитовые кокили имеют следующие
188
ЛИТЬЕ В УГЛЕРОДНЫЕ ФОРМЫ
преимущества перед металлическими:
легкая обрабатываемость, что по-
зволяет сократить их стоимость и вре-
мя изготовления более чем в 2 раза;
высокая теплопроводность и малый
температурный коэффициент линейного
расширения, что обусловливает высо-
кие точность и стойкость форм при
многократной заливке;
несмачиваемость графита расплава-
ми, что исключает необходимость при-
менения противопригарных покрытий;
в 3—4 раза меньшая масса, что
упрощает эксплуатацию таких ко-
килей.
В практике современного литейного
производства графитовые кокили с
успехом применяют многие фирмы
США, Канады, Франции и Велико-
британии при литье цинково-алюми-
ниевых сплавов типа ZA 12 и цинково-
алюминий-магниевых сплавов типа
Korloy 2570 [12].
По сравнению с литьем под давле-
нием литье в графитовые кокили эко-
номически выгоднее для отливок не-
больших и средних (до 10—15 тыс.
отливок) партий. Эффективно приме-
нение графитовых кокилей при отра-
ботке конструкции металлических
пресс-форм и технологий литья под
давлением.
При литье медных сплавов, чугуна
и стали стойкость графитовых коки-
лей значительно ниже, чем при литье
цинково-алюминиевых сплавов, и со-
ставляет десятки или сотни заливок, а
с учетом многократного перетачива-
ния — несколько тысяч.
Применение графитовых кокилей во
многих случаях является менее до-
рогим и технически более совершен-
ным, чем литье под давлением и в ме-
таллический кокиль.
3. Литье в углеродные формы
тугоплавких сплавов
Необходимость разработки принци-
пиально новой технологии изготовле-
ния углеродных форм, методов плавки
и заливки возникла в связи с освоением
производства точных литых заготовок
из тугоплавких сплавов на основе ти-
тана и других d-металлов IV—VI групп
Периодической системы элементов.
Применение литейной технологии из-
готовления высокоточных заготовок из
таких металлов вызвано следующими
технико-экономическими факторами:
необходимостью максимального повы-
шения коэффициента использования
металла в связи с его высокой стои-
мостью, которая на 2—3 порядка
выше стоимости обычных металлов, пло-
хой обрабатываемостью и сваривае-
мостью, особыми трудностями утили-
зации стружки.
В отличие от традиционного литья
возможности современной литейной
технологии тугоплавких металлов огра-
ничены. Одна из основных причин,
сдерживающих освоение и развитие
производства отливок из рассматривае-
мой группы металлов, — это нерешен-
ные технологические проблемы литей-
ной формы.
В современной практике при литье
тугоплавких металлов с температурой
заливки 2500—3500 °C в качестве ма-
териала формы применяют исключи-
тельно графиты, а для литья менее
тугоплавких металлов, например ти-
тана, углеродные формовочные ма-
териалы используются при изготовле-
нии отливок ответственного назначе-
ния [1,8, 10].
Плавка тугоплавких металлов и за-
ливка углеродных форм. Плавка и
заливка титана и тугоплавких метал-
лов осуществляется в плавильно-зали-
вочных печах в вакууме или атмосфере
инертных газов [3, 10]. Наиболее ши-
рокое промышленное применение по-
лучил электродуговой гарнисажный
метод плавки с расходуемым (расплав-
ляемым) электродом’, изготовленным из
металла, предназначенного для отлив-
ки. Расплавленный металл электрода
накапливается в графитовом тигле,
после чего сливается в литейные формы
или приемную чашу при центробеж-
ной заливке форм.
При плавке в вакууме металл
очищается от легколетучих примесей.
Однако для выплавки сплавов, со-
держащих компоненты с высокой упру-
гостью пара, с целью предотвращения
их потерь плавку проводят в атмосфе-
ре инертного газа. К основным недо-
статкам электродугового способа плав-
ки относятся невозможность обеспе-
чения высокого перегрева металла пе-
ред заливкой и его полной дегазации,
Литье в углеродные формы тугоплавких сплавов
189
так как при данном способе плавки
температура металла в момент расплав-
ления электрода незначительно пре-
вышает температуру его плавления,
что не обеспечивает достаточно полное
протекание реакций рафинирования.
Наряду с электродуговым методом
плавки получает все большее примене-
ние электронно-лучевой способ, осно-
ванный на использовании тепловой
энергии торможения электронов при
бомбардировке в вакууме расплавляе-
мого металла. Этот метод позволяет
длительно выдержийать и дегазиро-
вать ванну жидкого металла в высо-
ком вакууме при заданном перегреве,
переплавлять скрап и производить
дошихтовку непосредственно в про-
цессе плавки, обеспечивая возмож-
ность выплавки прецизионных туго-
плавких сплавов [3 ]. Схема плавильно-
заливочной установки приведена на
рис. 3.
Механические и термические процес-
сы формообразования. Основные свой-
ства углеродных форм (точность, проч-
ность, плотность и термохимическая
инертность) зависят как от химического
состава углеродной формовочной ком-
позиции УФК и соотношения в ней на-
полнителя и связующего, так и от
.характера механического и теплового
воздействия при формообразовании.
В качестве основного наполнителя
применяют классифицированную крош-
ку электродного графита и термоста-
билизированный кокс, а в качестве
связующих материалов — высококок-
сующие термореактивные синтетиче-
ские смолы фурановой и ароматиче-
ской структуры [1,7] (табл. 2). Теоре-
тический (максимальный) выход кок-
са пк (%) оценивают по формуле [4]
пк = С — 0,75 О,
где С и О — содержание [% (мае. доля) J
соответственно углерода и кислорода
в исходном связующем материале.
Определяющее влияние на объем-
ные изменения форм при уплотнении
и термостабилизации оказывает соот-
ношение количеств связующего мате-
риала и наполнителя. Модель формо-
вочной композиции может быть пред-
ставлена двумя состояниями: I — ком-
позиция «плавающего» наполнителя
Рис. 3. Схема электронно-дуговой гар-
нисажной плавильно-заливочной ус-
тановки:
/ — форвакуумный насос; 2 — вакуум-
ный диффузионный насос; 3 — электрон-
ные пушки; 4 — державка электрода;
5 — вакуумная камера; 6 — плавильный
гарнисажный тигель; 7 — литейная форма
и II — композиция «жесткого карка-
са» с контактом зерен наполнителя.
Практически приближение к состоя-
нию «жесткого каркаса» достигается
только при значительных усилиях
уплотнения. При этом зерна графита
упруго сжимаются (до 25 % объема),
что обусловливает последующее упру-
гое расширение (распрессовку) компо-
зиций AVynp (рис. 4). В конечном
итоге это приводит к модели I «пла-
вающего» наполнителя, так как свя-
зующий материал концентрируется
между зернами наполнителя.
При карбонизации связующего ма-
териала происходит усадка формы и
ее конечный объем определяется алгеб-
раической суммой составляющих
объемного изменения на различных
стадиях формообразования:
+ AV'ynp + -
-д^,-дч>
где VM — объем формы на формообра-
зующей модели; ДУупр — упругое из-
190
ЛИТЬЕ В УГЛЕРОДНЫЕ ФОРМЫ
2. Характеристики типовых связующих материалов
для углеродных формовочных смесей
Связующие материалы Химическая структура материала Элементный состав связующих материалов, % (мае. доля) Температура ин- тенсивного разло- жения и усадки, °C Выход углероди- стого образования, % (мае. доля)
Фенольные смолы (про- дукты конденсации фе- нола, формальдегида и фенолоспиртов) Фурановые смолы (про- дукты конденсации фур- фурола, фурилового спирта с фенолом, фор- мальдегидом, ацетоном) Трехмерная с аромати- ческими циклами, свя- занными (—СН2—) груп- пами Трехмерная преимуще- ственно с (—С—С—) и (—С=С—) связями С 80—85; Н 5—6; О 14—16 С 70—75; Н 5—6; О 21—24 320— 480 380— 440 До 60 > 55
Примечания: 1. Характерный тип химической структуры и элемент-
ный состав приведены для заполимеризованного связующего материала при
температуре 130—180 °C.
2. Выход углеродистого образования определен методом гравитационного
анализа в аргоне со скоростью нагрева 10°С/мин при температуре до 600 °C.
менение объема после отделения формы
от модели; ДУ^ — изменения объ-
ема вследствие теплового расши-
Рис. 4. Изменение объема, насыпной
плотности р и распрессовки ДУупр
графитовой крошки.
Объем графита, уплотненного до 2000 кг/м*,
принят за 100 %;--------изменение объ-
ема после снятия давления
рения и газовыделений связующего
на стадии предкарбонизации; ДУи
ДУ^ — уменьшение объема при карбо-
низации и охлаждении формы.
Практически при всех методах фор-
мовки неизбежны знакопеременные
объемные изменения, приводящие и
деформации и нарушению целостно-
Рис. б. Стадийное изменение объема
формы из УФК.
Объем формы на модели принят за 100 %;
--------см. рис. 4
Литье в углеродные формы тугоплавких сплавов
191
Рис. 6. Характер изменения свойств
форм в зависимости от содержания
связующего материала в УФК:
I — теплоаккумуляционная способность
и термохимическая инертность; 2 — проч-
ность и средняя плотность; 3 — усадка и.
деформация при обжиге; 4 — плотность;
5 — газотворная способность при заливке
Степень уплотнения УФК
Рис. 7. Характер изменения свойств
форм в зависимости от степени уплот-
нения УФК:
1 — точность формы; 2 — газотворная
способность при заливке и газопроница-
емость; 3 — прочность, термоаккумуляци-
онная способность, термохимическая инер-
тность к отливке, средняя плотность; 4 —
усадка при обжиге; 5 — растрескивание,
увеличение объема при обжиге.
/ — зона свободного формообразования
(по выплавляемым моделям); II — зона
уплотнения набивкой; III — зона уплот-
нения прессованием
сти форм (рис. 5). Характер измене-
ний технологических и эксплуата-
ционных свойств форм в зависимости
от состава исходной УФК и ее
плотности показан на рис. 6 и 7.
В композиции, соответствующей мо-
дели «плавающего» наполнителя, опре-
деляющее влияние на изменение объе-
ма оказывают и особенно
(усадка). Напротив, для модели «жест-
кого каркаса» основной вклад в объем-
ные изменения составит упругое рас-
ширение ДУу. Максимальное содер-
жание q (%) связующего для модели
«жесткого каркаса» наполнителя мож-
но оценить по формуле
Я = (^з »
ан
где ус — плотность связующего ма-
териала; dQ и dH — средние плотности
соответственно углеродного зерна и
совокупности зерен в «жестком кар-
касе»; k — коэффициент, учитываю-
щий открытую пористость графита
(0,1—0,3). Для форм, изготовляемых
прессованием под давлением 2—5 МПа,
q составляет 12—16%.
При изготовлении форм набивкой и
по выплавляемым моделям содержа-
ние связующего в 2—5 раз больше,
что обусловливает большую усадку
Рис. 8. Усадка углеродных форм, изго-
товленных методом выплавляемых мо-
делей, в зависимости от отношения
количества связующего (сухого ос-
татка) к наполнителю в суспензии:
1 — 0,75; 2 — 0,5; 3 — 0,25; I — пресс-
форма; II — модель; III — форма после
вытопки модели; IV, V — форма после
обжига соответственно до 850 и до 1900 °C
192
Литье в углеродные формы
Рис. 9. Зависимость изменения объема
ДУ прессовок УФК от температуры
нагрева и вида связующего:
/ — фурановая смола; 2 — фенолофор-
мальдегидная; 3 — каменноугольный пек
при карбонизации (рис. 8). Объемная
беспористая усадка фурановых и фе-
нольных связующих составляет 55—
65% , а линейная 23—30% (по данным
автора). Экспериментальные значения
линейной усадки тонких пленок термо-
реактивных связующих составляют
15—30% (в зависимости от толщины
пленки и условий карбонизации).
На рис. 9 приведены графики упру-
гого последействия и усадки форм,
изготовленных прессованием (5 МПа)
в зависимости от температуры термо-
обработки и вида связующего мате-
риала. С повышением давления усад-
ка уменьшается, однако увеличивается
упругое последействие. Таким обра-
зом, при разработке технологических
процессов на основе известных методов
формообразования (набивкой, прессо-
ванием, по выплавляемым моделям)
неизбежно повышение одних свойств
в результате снижения других.
Технология изготовления углерод-
ных форм. При крупносерийном про-
изводстве точных фасонных титановых
отливок небольшой массы используют
в основном литье в углеродные формы
по выплавляемым моделям [1, 2, 10].
Отливки простой формы и с большими
размерами получают набивкой и прес-
сованием. Графитовые кокили приме-
няют довольно редко, преимуществен-
но при литье заготовок из особо туго-
плавких сплавов, если другие формы
применить нельзя.
Изготовление форм по
выплавляемым моделям.
Процесс изготовления углеродных
форм по выплавляемым моделям в
основном аналогичен традиционному
на основе оксидов [9]. Составы фор-
мовочных материалов и режимы термо-
обработки таких форм приведены в
работах [1, 2, 7, о, 10].
В качестве наполнителя суспензии
применяют сухие коллоидно-графито-
вые препараты или пылевидные фрак-
ции искусственного графита (менее
0063), а в качестве связующего мате-
риала 40—50%-ный раствор высоко-
коксующихся фенолоформальдегидных
или фурановых смол в этиловом или
изопропиловом спирте, ацетоне, эти-
лальдегидной фракции и в других
растворителях. Оптимальные массо-
вые соотношения графитового напол-
нителя и смолы (на сухой остаток) в
суспензии обычно близки к соотноше-
нию 1:1. Соотношение связующего и
растворителя поддерживается таким,
которое обеспечит необходимые тех-
нологические свойства суспензии и,
прежде всего, вязкость.
Для отверждения суспензии на мо-
дели в ее состав вводят различные ка-
тализаторы отверждения смолы: ке-
росиновый контакт Петрова, бензол-
сульфокислоту , пар атолуолсульфокис-
лоту, соляную кислоту, малеиновый
ангидрид и др.
Формование углеродной оболочки на
выплавляемой модели осуществляется
последовательными циклами, состоя-
щими в окунании блока моделей в
суспензию, обсыпке крупнозернистым
порошком графита в псевдоожиженном
слое и подсушке блока.
Модели удаляют либо вытопкой в
перегретом расплаве модельной мас-
сы, либо вытопкой в горячей воде, либо
удаляют, последовательно используя
эти два способа. Термобтабилизация
форм осуществляется нагревом в без-
окислительной атмосфере до 1000—
1200 °C или в вакуумной печи до
1700—1800 °C в зависимости от назна-
чения форм. Прочность оболочек на
разрыв составляет 1,2—1,8 МПа, ли-
нейная усадка 3—4,5%.
Литье в углеродные формы тугоплавких сплавов
193
С целью повышения прочности обо-
лочек в состав суспензии вводят кар-
бидообразующие порошки (например,
титана) или проводят пропитку оболо-
чек водно-ацетоновой эмульсией кол-
лоидно-графитового препарата с после-
дующим обжигом. Для улучшения
заполняемости металлом тонких се-
чений формы ее изготавливают из
менее теплопроводного, чем графит,
термостабилизйрованного кокса ка-
менноугольного пека.
Изготовление форм уп-
лотнением. Для изготовления на-
бивных и прессованных углеродных
форм применяют смеси на основе гра-
фитовых или коксовых наполнителей
фракций 0,25—1,25 и коксующихся
смол (иногда с добавкой крахмали-
стых веществ) [7, 8, 10]. Последова-
тельно выполняемые операции набив-
ки и прессования при давлении до
1 МПа могут быть совмещены в одном
процессе. Плотность форм при этом
достигает 1250 кг/м3. Обжиг форм
проводят в контейнерах с графитовой
засыпкой или в печах с инертной атмо-
сферой. Для повышения качества фор-
мы повторно обжигают в вакуумных
печах.
Изготовление форм ме-
тодом изохорной карбо-
низации под давлением
(ИКД-м е т о д) основывается на изо-
хорном термокаталитическом отвер-
ждении на модели и низкотемператур-
ной карбонизации при температуре
200—400 °C формовочных углеродных
композиций с термореактивными вы-
сокококсующимися связующими под
давлением в фиксированном объеме
формообразующей оснастки (рис. 10)
[5, 7]. ИКД-метод обеспечивает по-
лучение термостабильных высокоточ-
ных форм без усадки «в размер» формо-
образующей модели, что не может
быть достигнуто обычным уплотне-
нием или прессованием в нагретой
оснастке.
Для реализации этого метода соот-
ношение наполнителя и связующего
материала должно соответствовать мо-
дели «жесткого каркаса». Технологи-
ческая схема процессов изготовления
углеродных форм в условиях изо-
хорной карбонизации ИКД-методом
приведена на рис. 11.
7 Ефимов
Рис. 10. Пресс-оснастка для изготов-
ления форм ИКД-методом:
1 — опока; 2 и 3 — формообразующие
пуансоны; 4 —- углеродная форма (стер-
жень); 5 — прижимные фиксирующие
плиты; 6 — фиксирующий болт
Различным степеням уплотнения и
прочности соответствует оптимальное
соотношение связующего и наполни-
теля (рис. 12). Углеродные формы,
изготовленные ИКД-методом, могут
быть применены в качестве кокилей
для литья магниевых, алюминиевых
и медных сплавов. Этим же способом
изготовляют кокили для отливки ху-
дожественных барельефов из тради-
ционных цветных сплавов, используя
модели не только из металла, но и из
пластмассы, фарфора или других ма-
териалов. При этом температура термо-
обработки форм в оснастке может быть
понижена до 120—160 °C.
Взаимодействие углеродных форм с
отливкой. Графитовый кокиль практи-
чески инертен к цветным легкоплавким
металлам и медным сплавам в усло-
виях заливки. Однако при литье туго-
плавких металлов и их сплавов интен-
сивность взаимодействия отливки с
формой является одним из основных
факторов, затрудняющих производство
качественного литья. Результаты про-
гнозирования интенсивности и харак-
тера взаимодействия отливок из раз-
личных d-металлов с углеродной фор-
мой посредством оценки свободной
энергии образования карбидов, тепло-
вого и объемного эффектов образова-
ния карбида, электроотрицательности
и температуры плавления металла не
только не однозначны, но часто прямо
противоположны результатам экспе-
римента и производственной практики
(табл. 3).
Так, например, титан и цирконий
интенсивно пропитывают (металлизи-
руют) пористые графитовые формы,
но в контакте с высокоплотными гра-
фитами (р > 1750 кг/м3) или беспо-
194
ЛИТЬЕ В УГЛЕРОДНЫЕ ФОРМЫ
।
Рис. 11. Технологическая схема изготовления безусадочных углеродных форм
в условиях изохорной карбонизации под давлением (ИКД-метод)
Содержание связующего, /о(масЛоля}
Рис. 12. Зависимость предела проч-
ности при сжатии углеродных об-
разцов, изготовленных ИКД-методом,
от содержания в них фуранового свя-
зующего и их плотности:
1 ~ р = 1250 кг/м3; 2 — р = 1500 кг/м3 ;
3 — р — 1650 кг/м8; 4 — р — 1850 кг/м*
ристой поверхностью форм из кол-
лоидного графита пропитка практи-
чески не наблюдается и поверхность
таких форм сохраняет свой первона-
чальный микрорельеф.
Напротив, в аналогичных условиях
контакта вольфрам и молибден не
пропитывают и не металлизируют по-
ристые формы, но поверхность как
Литье в углеродные формы тугоплавких сплавов
195
3. Последовательность металлов в рядах ожидаемого снижения
интенсивности взаимодействия отливок из тугоплавких металлов
и графитовой формы в зависимости от определяющих факторов
Факторы оценки интенсивности взаимодействии металла и формы Место металла и значение фактора оценки интенсив- ности в ряду ожидаемого понижения активности взаимодействия металла и формы
I П Ш IV V VI VII VIII IX
Прогнозные: температура плавления металла, °C W 3400 Ta 2900 Mo 2890 Nb 2450 Hf 2130 V 1920 Cr 1900 Zr 1860 Ti 1670
свободная энергия об- разования карбидов при 1000 °C, кДж/мрль Ti 191,4 Zr 184,3 Nb 159,6 Ta 151,2 V 57,4 W 38,5 Mo 27,6 Cr 13,6 —
температура плавления карбида, °C Hf 3980 Ta 3880 Nb 3760 Zr 3530 Ti 3140 V 2830 Mo 2700 w 2600 Cr 1900
разность электроотри- цательностей углерода и металла (Хс—ХМе) в карбиде Hf 1.1 Zr 1,0 Ti 0,9 Ta 0,8 Nb 0,8 V 0,6 W 0,5 Mo 0,4 Cr 0,3
статистический вес ато- мов стабильных d6-.«wieK- тронных конфигураций (СВАСК) w 96,0 Mo 84 Ta 81 Nb 76 Cr 73 V 63 Hf 55 Zr 52 Ti 43
объемный эффект обра- зования карбида, % Ti 13,0 Zr 11,5 Hf 10,0 Nb 6,1 Ta 6.4 Mo 5,4 w 4,0 —-
Экспериментальные*. растекание по графиту, см2/г Ti 16 Zr 12 Mo 7 Nb 2 w 1 — —— — —
нау г л ерож ива ние, % (атомные) W 50 Mo 40 Nb 20 Zr 5 Ti 1 — — — —
пористых, так и плотных графитов
подвергается сильной и неравномер-
ной эрозии на значительную глубину
вследствие растворения углерода в
металле. Двойственный характер взаи-
модействия тугоплавких d-металлов
с графитом обусловлен структурно-
энергетическими параметрами элек-
тронного строения атомов металла.
Тенденция изменения характера взаи-
модействия (эрозии и пропитки) рас-
плавов d-металлов IV—VI групп, 4—
6 периодов от их положения в Перио-
дической системе элементов приведена
в табл. 4 [6].
С увеличением числа d-электронов в
рядах металлов Ti—Сг, Zr—Mo, Hf—
W эрозия графита повышается, а
с повышением главного квантового
числа — понижается. С другой сторо-
ны, на взаимодействие d-металлов с
графитами оказывает влияние струк-
тура графитов. Относительную термо-
химическую активность Аф различ-
ных углеродных материалов к рас-
плавам d-металлоз можно прогнози-
ровать, исходя из следующей зависи-
мости:
ф ° аьф >
196
ЛИТЬЕ В УГЛЕРОДНЫЕ ФОРМЫ
4. Тенденция повышения активности пропитки Апр и эрозии Аэр
углеродных форм тугоплавкими d-металлами
в зависимости от их положения в Периодической системе элементов
Период Группа d-металла
IV V VI
4 Tid2s2 ^прЗ+; ^»р0+ Vd2s? ЛПр2; Лэр2+ CrdV Лцр1 ; Лэр3+
5 Zrd2sa АдрЗ"1*; Лэр0 Nbd4? ^npl+‘> ^9р1 + Mod6^ Anplj ЛЭрЗ
6 Hfd2s? ЛПрЗ+; Л^р0 Tad3^ ^npl+’» Л9р1 + WdM ^npl+i ЛдрЗ Sg т О
Эрозия
Пропитка
*---------------------
* Дпр и Лэр оценены экспериментально в баллах (0, 1, 2 и 3); знак «+ >
означает «больше», знак «—» — «меньше».
где La — размер кристаллита графита
по оси а\ у и d — соответственно истин-
ная и средняя плотности формы; Ьф —
теплоаккумуляционная способность
формы.
Из приведенной зависимости следует,
что при литье сплавов на основе ме-
таллов IV группы (Ti, Zr, Hf) прежде
всего необходимо обеспечить низкую
пористость контактного слоя поверх-
ности формы, т. е. показатель y/d
этого слоя должен быть минималь-
ным, приближаясь к единице. Для
литья d-металлов V и особенно VI
групп необходимы формы из мелко-
кристаллических графитов с высо-
кой теплоаккумуляционной способ-
ностью, т. е. с минимальным значением
отношения Ьа!Ьф для всего объема
формы.
Так, например, формы, изготовлен-
ные по выплавляемым моделям с плот-
ным контактным слоем из коллоидно-
го графита, но с пористой теплоизо-
ляционной оболочкой, а следователь-
но, и низкой теплоаккумуляционной
способностью, обеспечивают качест-
венную поверхность у титановых и
циркониевых отливок, но не при-
годны для литья сплавов молибдена,
вольфрама, ванадия и хрома. И наобо-
рот, формы (стержни) из блочного
графита даже с невысокой плотностью
(пористые), например из электродного
графита, но с достаточно высокой теп-
лоаккумуляционной способностью мо-
гут оказаться более пригодными для
литья ниобия или молибдена, чем
для литья титана и циркония.
Список литературы
1. Ботте А. В., Челядинов Л. М.,
Кочегура Н. М. Технологические и
радиоизотопные исследования гра-
фитовых форм для титанового литья.
Киев: Наукова думка, 1975. 109 с.
Общие сведения
197
2. Воздвиженский В. М., Добро-
деев В. В., Графенкова Л. В. Влия-
ние режимов отверждения связую-
щего на физико-механические свой-
ства графитовых форм/Современные
формы и сплавы для специальных
* методов литья. Пермь: ППИ, 1984.
С. 120—131.
3. Забаронок Г. Ф., Зеленцов Г. И.
Электронная плавка металлов. М.:
Металлургия, 1972. 350 с.
4. Колотило Д. М. Газотворность
и коксообразование органических
компонентов формы при заливке/)Ли-
тейное производство. 1976. № 3.
С. 27—29.
5. Колотило Д. М. Изготовление
безусадочных углеродных форм для
прецизионных отливок//Литейное
производство. 1974. № 11. С. 1—2.
6. Колотило Д. М., Карнажиц-
кий В. Н., Козлов А. Т. Оптимиза-
ция химических и теплофизических
процессов взаимодействия тугоплав-
ких металлов IV—VI групп с углерод-
ной формой. Киев: ИПЛ АН УССР,
1982. 59 с.
7. Колотило Д. М., Носале-
вич М. И. Фурановые связующие фор-
мовочных композиций. Киев: Наукова
думка, 1978. 126 с.
8. Колотило Д. М., Челяди-
нов Л. М. Углеродные литейные фор-
мы. Киев: Наукова думка, 1971.
158 с.
9. Литье по выплавляемым моде-
лям/Под общ. ред. Я. И. Шкленника,
В. А. Озерова М.: Машиностроение,
1984. 408 с.
10. Производство фасонных отли-
вок из титановых сплавов/Е. Л. Би-
биков, С. Г. Глазунов, А. А. Неустро-
ев и др.; Под общ. ред. Г. С. Глазу-
нова, А. А. Неустроева. М.: Метал-
лургиздат, 1983. 260 с.
11. Сосненко Н. М. Современные
литейные формы. М.: Машиностроение,
1967. 287 с.
12. Willox G. The graphit mould
casting process//Foundry Trade J.
1984. 156. N 3278. P. 76.
Глава V
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
1. Общие сведения
Литье по выплавляемым моделям
(ЛВМ) — способ получения отливок в
многослойных оболочковых неразъем-
ных разовых формах, изготовляемых
с использованием выплавляемых, а
также выжигаемых и растворяемых
моделей однократного использования.
Применение способа ЛВМ обеспе-
чивает возможность изготовления из
любых литейных сплавов фасонных
отливок, в том числе сложных по
конфигурации и тонкостенных; с ше-
роховатостью поверхности от Rz =
— 20 мкм до Ra — 1,25 мкм (ГОСТ
2789—73) и повышенной точностью
размеров (до 8—10-го квалитетов по
ГОСТ 25347—82 или до 3—5-го клас-
сов точности по ГОСТ 26645—85).
С помощью ЛВМ получают отливки,
максимально приближенные по форме
и размерам к готовой детали, а в ряде
случаев не нуждающиеся в обработке
резанием. В результате значительно
снижаются трудоемкость и стоимость
изготовления изделий, сокращаются
расход металла и инструмента, по-
требность в производственных пло-
щадях, станочном оборудовании и
приспособлениях, уменьшаются энер-
гоемкость производства, а также по-
требность в рабочих-станочниках вы-
сокой квалификации.
Применение ЛВМ позволяет проек-
тировать сложные тонкостенные де-
тали (с толщиной стенки 1 мм и ме-
нее), объединять отдельные детали в
компактные цельнолитые узлы, умень-
шая массу и габаритные размеры изде-
лий, создавать конструкции (напри-
мер, охлаждаемые лопатки ГТД со
сложными лабиринтными полостями
газового тракта), невыполнимые ка-
кими-либо другими методами обра-
ботки.
Применение высокоогнеупорных и
термостойких материалов для изго-
198
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
Рис. 1. Схема процесса изготовления отливок по выплавляемым моделям
товления оболочек форм, пригодных
для нагрева до температуры, превы-
шающей температуру плавления ли-
тейного сплава, и быстрого охлажде-
ния без деформации и разрушения,
позволяет эффективно использовать ме-
тоды направленной кристаллизации,
получать высокогерметичные отлив-
ки, формировать транскристалличе-
скую структуру и получать моно-
кристаллические изделия.
ЛВМ используют в различных от-
раслях машиностроения и приборо-
строения, особенно в таких, как произ-
водство летательных аппаратов, авто-
мобилей, сельскохозяйственных ма-
шин, электронных приборов, гидро-
машин, различных видов военной тех-
ники. Это определяется гибкостью
технологии ЛВМ, многочисленностью
ее вариантов. Каждый из этих ва-
риантов наиболее эффективен в опре-
Конструирование отливов
199
Деленных условиях производства, при
разных его масштабах и требованиях
к качеству отливок.
В процессе ЛВМ выполняют сле-
дующие технологические операции
(рис. 1).
В пресс-формах изготовляют моде-
ли деталей и литниково-питающей
системы, для чего используют воско-
образные легкоплавкие материалы, со-
ставы на основе смол и пластмасс,
сплавы солей. Модели соединяют в
блоки (спаиванием, склеиванием, ме-
ханическим скреплением) и наносят
на них слои суспензии из связующего
раствора и пылевидного огнеупорного
материала. Слои суспензии для их
упрочнения и лучшей взаимной связи
обсыпают песком и сушат.
Число наносимых слоев различно —
от трех-четырех до 20 и более, в за-
висимости от металлоемкости и назна-
чения формы. Из полученной много-
слойной неразъемной оболочковой фор-
мы удаляют выплавлением, растворе-
нием или выжиганием модельный со-
став. В ряде случаев, в целях защиты
оболочки от силовых и термических
воздействий на последующих опера-
циях, блоки с готовой оболочкой до
или после удаления моделей заформо-
вываются в сыпучий или содержащий
связующее опорный наполнитель.
Освобожденные от модельного со-
става оболочки отдельно или в опор-
ном наполнителе прокаливают для
удаления органических остатков мо-
дельных и связующих материалов,
после чего горячие или охлажденные
формы заливают расплавом.
2. Конструирование отливок
Основным требованием к технологии
ЛВМ является получение отливок с
минимальными затратами на их изго-
товление, включая последующую обра-
ботку резанием. Поэтому при приня-
тии решения об изготовлении той или
иной детали литьем по выплавляемым
моделям или при переводе на этот
вид литья деталей, ранее изготавли-
вавшихся из поковок, штамповок или
проката, необходимо оценить техно-
логичность отливки, т. е. возмож-
ность при минимальных затратах из-
готовить отливку с высокими (задан-
ными) показателями по точности, ше-
роховатости поверхности и структур-
но-механическим свойствам.
Точность размеров отливок оцени-
вают обычно по отклонению действи-
тельного размера от номинального,
т. е. по полным полям рассеяния раз-
меров, зависящим от допусков на раз-
меры полости пресс-форм, колебания
усадки модельной композиции и рас-
плава металла, свойств оболочки
формы.
Погрешности подразделяют на си-
стематические и случайные. К пер-
вым относятся погрешности изготов-
ления пресс-форм (допуски на раз-
меры их рабочих полостей должны
соответствовать 8—10-му квалитетам
по ГОСТ 25347—82), ко вторым —
погрешности, вызываемые колебания-
ми усадки модельных композиций и
металла отливки, объемными .измене-
ниями покрытия модели и оболочки
формы в процессе их изготовления и
эксплуатации. Суммируя системати-
ческие и случайные погрешности, вы-
числяют полные поля рассеяния [5].
Для отливок поля допусков назна-
чают в соответствии с ГОСТ 26645—85
(для литья по выплавляемым моделям
допуск соответствует 3—8-му клас-
сам точности).
Шероховатость поверхности отли-
вок — важнейший показатель их каче-
ства. Оценку шероховатости поверх-
ности изделий из любых металлов и
сплавов независимо от способа их
производства или обработки выпол-
няют по ГОСТ 2789—73. Стандартом
предусмотрены шесть параметров ше-
роховатости. Наиболее часто для
оценки шероховатости используют па-
раметры Ra и Rz.
Шероховатость поверхности отливок,
изготовляемых ЛВМ, зависит от ше-
роховатости поверхностей оснастки и
моделей, размеров частиц формообра-
зующих материалов, особенно исполь-
зуемых для изготовления первого (ли-
цевого) слоя формы, способности жид-
кообразных формообразующих мате-
риалов смачивать огнеупорные части-
цы и поверхность моделей, смачивае-
мости расплавленным металлом мате-
риала формы, а также стойкости ма-
териала формы против взаимодействия
с расплавом и его оксидами. На шеро-
200
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
ховатость поверхности отливок влияют
также способ их очистки и термической
обработки.
Наибольшее распространение для
определения шероховатости поверх-
ности отливок получили профилогра-
фы-профилометры с пределами изме-
рений Rz = 0,25-? 20 мкм; применяют
т^кже двойной микроскоп МИС11 и
прибор ПСС-2. Шероховатость поверх-
ности отливок может быть оценена
также визуально при сравнении с
эталонами.
Структурно-механические свойства
отливок. Для механических испыта-
ний изготовляют специальные техно-
логические трефовидные и клиновид-
ные пробы, из которых вырезают
образцы. Свойства таких образцов не
соответствуют свойствам реальных от-
ливок, так как толщина пробы по
ГОСТу составляет 13—48 мм, а наибо-
лее распространенные толщины сте-
нок отливок, изготовляемых ЛВМ, —
2—5 мм.
При ЛВМ механические свойства
частей отливок с достаточным пита-
нием и направленным затвердеванием
соответствуют данным, приведенным
в ГОСТе; для более тонких частей
отливок, затвердевание которых не
происходит направленно, стандартные
значения механических свойств необ-
ходимо уменьшить: ов на 10—20%;
6 на 15—25%; ф на 20—30%.
Особенности конструкций отливок,
получаемых по выплавляемым моделям.
Способ литья в формы, изготовляемые
по выплавляемым моделям, позволяет
получать как отдельные детали слож-
нейшей конфигурации, так и целые
узлы, которые обычно изготовляют
сваркой’ отдельных деталей.
Толщина стенок отливки и их сопря-
жения. Наиболее часто изготовляют
отливки с толщиной стенок 2—5 мм,
известны случаи, когда толщина сте-
нок составляет 0,5—1,5 мм.
При изготовлении более толстостен-
ных отливок необходимо учитывать,
что в таких стенках может образо-
ваться осевая пористость усадочного
происхождения, вследствие чего бо-
лее прочные отливки получают не
в результате увеличения толщины
стенок, а в результате применения ре-
бер жесткости.
Полости, пазы, отверстия, конус-
ность, уклоны и резьба. Узких поло-
стей и глубоких пазов следует избе-
гать (для их выполнения необходимы
стержни). Исходя из условий проч-
ности и формоустойчивости оболочки
формы, необходимо предусматривать
во внутренних полостях отливок вы-
ходные отверстия, которые должны
быть, по возможности, продолжением
полости отливки.
Отверстия диаметром до 6 мм мож-
но получать без применения стержней
лишь при их глубине до 12 мм. Если
в отливке надо получить полость, ко-
торую в моделях невозможно выпол-
нить обычным извлекаемым из нее
стержнем, применяют разовые стержни
(например, из карбамида), устанав-
ливаемые в пресс-форму перед изготов-
лением модели и удаляемые из послед-
ней растворением в воде.
Для извлечения моделей из полостей
пресс-форм без поломок и искажений
геометрии поверхности моделей вы-
полняют коническими или с уклонами
(ГОСТ 3212—80).
Выступы, бобышки и заплечики. Вы-
ступы и бобышки на стенках отливок
проектируют для выполнения отвер-
стий. Выступы располагают на внеш-
них поверхностях отливок, чтобы не
усложнять конструкцию пресс-формы.
Если отверстие не базовое, то диаметр
выступа определяют с учетом допу-
сков на размер от базы до центра вы-
ступа.
Для ряда деталей выполнение ли-
тых заплечиков является обязатель-
ным: они могут положительно влиять
на распределение напряжений.
Технологические базы и припуски на
обработку резанием. Для изготовления
пресс-формы и проверки ее конфигура-
ции, а также для производства отли-
вок и обработки их резанием необхо-
димо в отливке предусмотреть базы,
лучше всего одни и те же и располо-
женные в одной половине пресс-формы.
При этом должна быть одна главная
база.
Пример простановки размеров на
чертеже отливки приведен на рис. 2.
Не допускается проставлять размеры
цепочкой, как Л2. Базу 5 применять
для уменьшения допусков (Д) на
размеры Е, Г и Г, а также на размеры
I
Проектирование и расчет литниково-питающих систем
201
а
4. Д’
ч>
Рис. 2. Чертеж литой детали:
Мр — размер с допуском детали, обраба-
тываемой резанием; Л — размеры по-
верхностей, не подвергаемых обработке
стенок, обрабатываемых с одной сто-
роны. Проверяемые размеры простав-
ляют, как размеры Лг.
Припуск на обработку резанием со-
стоит из суммы минимального допу-
стимого припуска П и допуска на раз-
мер отливки Д от базы обработки ре-
занием до обрабатываемой поверх-
ности.
В табл. 1 приведены средние значе-
ния припусков для отливок изготовля-
емых по выплавляемым моделям.
3. Проектирование и расчет
литниково-питающих систем
Литниково-питающая система (ЛПС)
должна обеспечить (при минимальном
расходе на нее металла) оптимальные
условия заполнения формы и получе-
ние отливок без недоливов, усадоч-
ных и газовых раковин, трещин и
других литейных дефектов. Для ЛВМ
наиболее характерно изготовление мел-
ких отливок блоками (несколько от-
ливок, объединенных общей ЛПС).
Модель ЛПС является несущей кон-
струкцией, обеспечивающей проч-
ность модельного блока и сохранность
моделей отливок на всех технологи-
ческих операциях, предшествующих
выплавлению моделей из оболочек
форм.
Блок моделей должен быть компакт-
ным, что обеспечивает минимальный
расход дорогостоящих модельных и
формовочных материалов, а также ме-
1. Припуски (мм) на обработку резанием
Габаритные размеры (свыше — до), мм Номинальные размеры отливки до базы (свыше — до), мм
До 30 30 — 80 80 — 120 120—250 250—400 400—500 500 — 800
До 30 0,7 — — - -
30—80 0,8 0,9 — — — «——.
80—120 0,9 1,2 1,3 — —
120—250 1,1 1,3 1,4 1.5 — — —
250—400 1,3 1,4 1,6 1,8 2,0 — —
400—500 1,5 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 —
. 500—800 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8 3,0 3,5
Примечания: 1. Для отливок, выполняемых с повышенной точностью,
припуски на механическую обработку назначают на 10—15% меньше, а с пони-
женной — на 10—15% больше указанных.
2. В соответствии с ГОСТ 26645—85 припуски на обработку резанием назна-
чают дифференцированно для каждого элемента отливки, в зависимости от допу-
сков на размеры.
202
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
Рис. 3. Блоки отливок с некоторыми стандартизованными разновидностями
ЛПС:
а — круглый стояк, б — вертикальные замкнутые парные коллекторы; в — вертикаль-
ные незамкнутые парные коллекторы; г — горизонтальные незамкнутые парные кол-
лекторы
талла, рациональное использование
оборудования и оснастки, экономное
ведение энергоемкого процесса ЛВМ
облегчает комплексную механизацию
производства.!/ Блоки с некоторыми
разновидностями стандартизованных
конструкций ЛПС для мелких отли-
вок приведены на рис. 3. В рассматри-
ваемых примерах металлоподводящие
элементы литниковой системы (стояки
и коллекторы) одновременно выпол-
няют роль прибыли, поэтому отливки
к ним присоединяются наиболее мас-
сивными частями, а выбор конструк-
ции блока и расчет размеров ЛПС
проводят таким образом, чтобы обеспе-
чить направленное затвердевание от-
ливок от наиболее тонких частей к
массивным
При конструировании блока необ-
ходимо учитывать, что наряду с тре-
бованиями его компактности должны
быть учтены и многие технологические
требования — удобство сборки моде-
лей припаиванием, отделения гото-
вых отливок от литников и др. Так,
расстояние h (см. рис; 2, а и б) от
уровня металла в литниковой воронке
до верхней части отливок первого
яруса, характеризующее статический
напор расплава в момент окончания
заливки оболочки, обеспечивающий
заполнение верхней части полости
формы, должно быть не менее 60—70 мм
для простых деталей с толщиной стен-
ки 2—3 мм и более, а для тонкостен-
ных стальных отливок — ПО—120 мм.
Расстояния а, Ь, Ьг соответственно
между отдельными отливками в каж-
дом ярусе и между ярусами должны
быть таким, чтобы при формировании
керамической оболочки обеспечивалась
Проектирование и расчет литниковоипитающмх систем
203
возможность нанесения равномерных
по толщине слоев суспензии, обсыпки
и сушки каждого из них. Кроме того,
необходимо исключать неблагоприят-
ное взаимное тепловое воздействие со-
седних отливок, удобство их отделе-
ния от ЛПС без повреждения. Обычно
при изготовлении мелких отливок в
четырех- и пятислойных оболочках
минимальное расстояние а = 8ч-
10 мм; b = 10-=-15 мм. Желательно
также предусматривать выполнение
зумпфа (металлоприемника) в ниж-
ней части стояка с расстоянием от
полусферического его окончания до
ближайшего питателя hr ~ 30-4-40 мм.
Для расчета размеров элементов
ЛПС при литье мелких, преимуще-
ственно стальных отливок (массой до
3,5 кг), может быть использована
методика, разработанная М. Л. Хен-
киным.
При установившемся технологиче-
ском процессе литья в случае охлажде-
ния с малой интенсивностью (при ма-
лых значениях критерия Био *, что
особенно характерно для ЛВМ) основ-
ным критерием скорости охлаждения
конструктивных элементов отливки
является их приведенная толшина
(отношение объема к поверхности).
Методика основана на выборе опти-
мальных соотношений приведенных
толщин («модулей охлаждения») пи-
таемого массивного узла отливки и
питающих элементов ЛПС, при кото-
рых обеспечивается получение сво-
бодных от усадочных раковин и пор
отливок вследствие направленности
затвердевания — от отливки к питаю-
щим ее стояку или коллектору. Рас-
чет размеров питателя, стояка и кол-
лектора проводят по формулам или
таблицам, приведенным в работах 15,
12].
Последовательность расчета: опре-
деляют приведенную толщину Z пи-
таемой массивной части отливки (при
• Значения критерия Био опреде-
ляют по формуле Bi = ~ X, где а —
коэффициент теплоотдачи, Вт/(ма * *С);
X — теплопроводность металла,
Вт/(м-°С); X — определяющий раз-
мер отливки, м.
наличии нескольких питаемых узлов
каждый из них рассчитывают отдель-
но); исходя из требований технологии
выбирают длину /п питателя (/п =
— 4-4-10 мм); по параметрам Z, /п и
массе отливки т с помощью таблиц или
расчетных формул определяют диа-
метр стояка £)ст и приведенную тол-
щину 6П сечения питателя, равную
отношению его площади к периметру.
Технолог должен выбрать наиболее
рациональную форму поперечного се-
чения питателя и один из его размеров
с учетом конфигурации поверхности,
к которой подводится питатель. Наи-
более часто выбирают питатели круг-
лого или прямоугольного сечения.
В последнем случае назначают один
из размеров прямоугольника, а вто-
рой рассчитывают с учетом ранее опре-
деленной толщины бп. В рассматривае-
мом случае бп — аЬ/ [2 (а + Ь) ], где
а и b — выбранный и искомый раз-
меры поперечного сечения питателя.
Для случая, когда в выбранной кон-
струкции ЛПС основным питающим
элементом является коллектор (на-
пример ЛПС, показанные на рис. 2, б—
г), приведенную толщину сечения кол-
лектора бк находят в зависимости от
приведенной толщины сечения стоя-
ка бст, диаметр которого был опреде-
лен ранее.
Эмпирически установленные зави-
симости между бк и бст приведены в
методиках расчета. Так, для ЛПС,
представленных на рис. 2, б—г, эти
зависимости рекомендуется принимать
следующими: для первых двух кон-
струкций 6К = (0,8-4-0,9) бст; для
третьей — бк = (0,5-4-0,6) 6СТ. Так как
коллекторы имеют прямоугольное се-
чение, расчет их размеров по бк про-
водят так же, как и для питате-
ля, а один из размеров сечения кол-
лектора выбирают с учетом размера
присоединяемого к нему питателя.
Приведенный выше расчет выпол-
няют с учетом т и Z одной отливки и
принимают его для многоместных бло-
ков. Однако аналитические и экспе-
риментальные исследования показы-
вают, что резерв питания рассмотрен-
ной ЛПС всегда несколько превышает
потребность в нем максимального числа
отливок, которые с учетом приведен-
ных выше рекомендаций по конструи-
204
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
Рис. 4. Примеры блоков отливок, вы-
полненных с применением местных
прибылей:
а — ЛПС с прямой открытой верхней
прибылью и боковой питающей бобыш-
кой: 1 — отливка; 2 — верхняя прибыль;
3 — литниковая воронка; 4 — стояк;
5 — питающая бобышка; 6 — питающий
коллектор; б — ЛПС с верхними прямы-
ми закрытыми прибылями: 1 — отливки;
2 — прибыли; 3 — выпоры; 4 — литни-
ковая воронка; 5 — стояк; в — ЛПС с
металлоподводящей прибылью; 1 — лит-
никовая воронка; 2 — полусферическая
металлоподводящая прибыль; 3 — отлив-
ка
рованию можно разместить в блоках.
Для определения размеров ЛПС в
случае изготовления равностенных от-
ливок без массивных узлов определяют
приведенную толщину всей отлив-
ки (Z) как отношение ее объема к пло-
щади поверхности.
Рис. 5. Прибыли с воздушными зазо-
рами в оформляющей их части обо-
лочки формы:
а — закрытая отводная; б — открытая
прямая
С помощью ЛВМ можно получить
стальные крупные отливки массой
до 200—250 кг. В этих случаях приме-
няют индивидуальные ЛПС с пита-
нием массивных узлов через отдель-
ные прибыли (рис. 4). В блоке отлив-
ка может питаться через прямую верх-
нюю открытую прибыль и отводную
(боковую) бобышку с применением
коллектора. Питание блока из четы-
рех крупных лопаток может осуще-
ствляться через общий стояк и инди-
видуальные конические закрытые при-
были, снабженные в верхней части
выпорами и конусными углублениями,
предназначенными для создания в
прибыли атмосферного давления.
Повышение эффективности работы
прибылей и снижение расхода на
них металла может быть достигнуто
выполнением в оформляющих их ча-
стях оболочки теплоизолирующего воз-
душного зазора (рис. 5). Это дости-
гается нанесением на формирующуюся
многослойную оболочку (в средней ее
части) модельного состава, после вы-
плавления которого образуется по-
лость, замедляющая охлаждение ме-
талла в прибыли.
Размеры прибылей рассчитывают по
минимальному запасу расплава в при-
были к концу затвердевания питаемо-
го узла графическим методом (с по-
мощью вписанных сфер или окруж-
ностей) и др.
Рассчитывают также и параметры
литья [5], обеспечивающие запол-
няемость форм при изготовлении сталь-
ных отливок. Так, расчет удельной
скорости заливки (кг/с) проводят по
эмпирической формуле
Озал ~ ^С^ст/аст»
где К — коэффициент пропорциональ-
ности, равный: 0,05 при подводе ме-
талла сверху; 0,06 — сбоку; 0,08 —
снизу; аст и ZCT — соответственно тол-
щина и наибольшая протяженность
стенки (или кромки) отливки.
Имеются эмпирические формулы и
для определения минимального ста-
тического напора расплава, необхо-
димого для заполнения стенок отлив-
ки определенной толщины, и площади
сечения наиболее тонкой части ЛПС.
На конструкцию ЛПС и методы за-
ливки часто оказывают значительное
4. Конструирование и изготовление пресс-форм
205
Рис. 6. Схема заливки оболочковой
формы алюминиевым сплавом:
1 — оболочка формы’. 2 — металлопровод
(стальная трубка); 3 — сетка на выходном
отверстии трубки
влияние не только конфигурация и
размеры отливки, но и свойства зали-
ваемых расплавов. Так, при изготов-
лении отливок из алюминиевых спла-
вов рекомендуется вводить в стояк
трубчатый металлопровод с сеткой на
конце, предварительно промытый и
подогретый во флюсе (рис. 6). Таким
образом расплав защищается от окис-
ления, турбулизации в ЛПС, подвер-
гается фильтрации. По мере заполне-
ния стояка металлопровод постепенно
поднимается вверх. Температура фор-
мы при заливке не должна превышать
300—350 °C.
4. Конструирование
и изготовление пресс-форм
Классификация пресс-форм. Пресс-
форма должна отвечать следующим
требованиям: обеспечить моделям вы-
сокую точность и малую шерохова-
тость поверхности; иметь минимальное
число разъемов; хорошо вентилиро-
ваться; быть технологичной в изго-
товлении, долговечной и удобной
в эксплуатации; модели должны на-
дежно, удобно и быстро извлекаться.
В табл. 2 приведена классификация
пресс-форм для изготовления выплавля-
емых моделей (предложена Я.И. Шклен-
ником).
Тип пресс-формы зависит от типа
производства.
При единичном и мелкосерийном,
а также опытном производстве отли-
вок наиболее целесообразно приме-
нять литые металлические, цемегтные,
гипсовые, пластмассовые и деревян-
ные пресс-формы, в которых можно
изготовить 200 моделей и более.
При серийном производстве отли-
вок применяют пресс-формы, изготов-
ляемые по эталону (из металлических
легкоплавких сплавов и пластмассы)
или с помощью металлизации. Такие
пресс-формы выдерживают до не-
скольких тысяч запрессовок.
При крупносерийном и массовом
производстве отливок рекомендуется
применять лишь металлические пресс-
формы, изготовляемые обработкой ре-
занием. Такие пресс-формы обычно
рассчитаны на звеньевое изготовление
моделей.
Металлические пресс-формы, изго-
товляемые обработкой резанием, проек-
тируют с использованием чертежа от-
ливки, на котором должны быть ука-
заны плоскость разъема пресс-формы,
припуски на обработку резанием, ба-
зовая поверхность, место подвода ме-
талла к отливке, размеры питателей,
а также технические требования к ней.
Из-за непостоянной усадки модель-
ной композиции и металла, а также
расширения оболочки формы при на-
греве невозможно точно рассчитать
размеры полостей пресс-форм.
Так как суммарная усадка модель-
ной композиции и металла больше
расширения оболочки при нагреве,
то для предварительных расчетов (фор-
ма из кристаллического кварца) мож-
но принять среднюю усадку, %: 1,45
для углеродистых сталей; 1,35 для
конструкционных легированных ста-
лей; 1,5 для специальных сталей (кор-
розионно-стойкой и жаропрочной); 1,15
для медных сплавов; 1,2 для силуми-
нов; 0,6 для серого чугуна; 1,0 для
ковкого чугуна.
С учетом обязательной последую’
щей доводки элементы пресс-формы,
оформляющие наружные части отлив-
ки, должны иметь уменьшенные раз-
меры, а оформляющие внутренние
части — увеличенные. _ _ - ----- -
После выполнения операций на ме-
таллорежущих станках формообра-
зующие поверхности пресс-формы необ-
ходимо полировать. Сопрягаемые по-
верхности (стыковые), поверхности
206
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
2. Классификация пресс-форм для изготовления выплавляемых моделей
Классифика- ционный признак Пресс-формы • Область применения
Точность С высокой точностью размеров (до 8-го квалитета по ГОСТ 25347—82) С точными размерами (до 12-го квалитета по ГОСТ 25347—82) С четким воспроизведением контуров эталона Турбинные лопатки, ротор- ные колеса и другие детали высокой точности Производство деталей общего машиностроения и инстру- ментов Художественное литье
Сложность Простые, средней сложности, сложные В зависимости от сложности отливок, степени механиза- ции, числа гнезд в пресс-форме
Материал Неметаллические: пластмассо- вые, гипсовые, цементные, ре- зиновые, деревянные Единичное и мелкосерийное производство
Металлические: свинцово-оло- вянные, цинковые, алюминие- вые, стальные Серийное и массовое произ- водство
Комбинированные (в основном с металлическими вставками) Мелкосерийное и серийное производство
Способ изгото- вления Изготовляемые: по мастер-модели, литьем, напылением или гальванопла- стикой При отработке процесса, в специальных случаях, худо- жественное литье, мелкосе- рийное производство
обработкой резанием загото- вок из алюминиевых сплавов и сталей комбинированными способами Массовое и серийное произ- водство деталей машин
Серийное производство дета- лей машин
Способ запол- нения модель- ным составом Заполняемые модельным соста- вом: свободной заливкой Производство элементов лит- никовой системы и полых моделей
под давлением под давлением пастообразным модельным составом Изготовление полых и сплош- ных моделей
Изготовление моделей и мо- дельных звеньев
Конструирование и изготовление пресс-форм
207
Продолжение табл. 2
Классифика- ционный признак Пресс-формы • Область применения
Способ охлаж- дения Охлаждающиеся: окружающей средой (возду- хом, водой) водой, протекающей по ка- налам в стенках пресс-форм Единичное и серийное про- изводства
Массовое производство
Механизация Ручные Единичное и мелкосерийное производство
Механизированные Серийное и массовое произ- водство
Автоматизированные Массовое производство
Число одновре- менно получае- мых моделей Одноместные (одногнездные) Единичное и серийное про- изводство крупногабаритных и сложных моделей
Многоместные (многогнездные) Массовое производство
Положение плоскости разъема С вертикальным разъемом Пресс-формы для автоматов
С горизонтальным разъемом Ручные и механизированные пресс-формы
* Деление на группы.
штырей, втулок, колонок и других
подвижных частей должны иметь ше-
роховатость Ra = 1,254-0,63 мкм; по-
верхности, образующие литниково-пи-
тающую систему, — /?а=2,54-
1,6 мкм; остальные нерабочие части
пресс-формы — Rz = 404-10 мкм.
Пресс-формы изготовляют с верти-
кальным, горизонтальным и комбини-
рованным разъемами.
Для получения звеньев моделей на
автоматических установках исполь-
зуют пресс-формы по ГОСТ 19947—74—
ГОСТ 19999—74 преимущественно с
вертикальным разъемом.
В пресс-формах также предусматри-
вают: обратный клапан для отсекания
модельной композиции, что позволяет
уменьшить «утяжины» на моделях в
результате создания оптимального
давления в полостях; пастоперекрыва- .
тель (без регулирования давления)
конструкции ПО ЗИЛ для однозвен-
ных пресс-форм; механизм конструк-
ции ПО ЗИЛ для предотвращения
повреждения звеньев моделей о тол-
катели при падении из пресс-формы
в бак с водой. Двухсекционные пресс-
формы для изготовления малых
звеньев также применяют в ПО
ЗИЛ [5].
Одноместные, многоместные и
звеньевые пресс-формы могут быть
использованы для изготовления моде-
лей из пенополистирола. Эти пресс-
формы имеют существенные отличия
от рассмотренных ранее: время их за-
полнения вспенивающимся полисти-
208
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
ролом должно быть не более 0,2—
0,8 с, в них необходимо предусмотреть
надежный отвод газов и минимальный
расход пенополистирола на литники,
а также подогревающее (до 35—40 °C)
устройство в виде каналов с горячей
водой или электронагревателей для
предупреждения трещин в моделях
и систему охлаждения. Необходимо
учитывать уменьшенную на 25—30%
усадку пенополистироловых моделей.
Литники должны быть как можно ко-
роче, а питатели необходимо выпол-
нять в виде точки или щели.
Гипсовые пресс-формы применяют
для изготовления опытных и серий-
ных (до 50 шт.) моделей с невысокими
требованиями к точности их размеров
и шероховатости поверхности.
Формообразующим материалом слу-
жит водная суспензия высокопрочного
гипса марок 350 и выше.
Пресс-форму изготовляют заливкой
суспензии гипса на специальный эта-
лон из любого конструкционного ма-
териала. Чаще всего используют де-
ревянные эталоны, окрашенные мо-
дельным лаком.
Типовая технология изготовления
гипсовой пресс-формы приведена в
работе [5].
Литые металлические пресс-формы
просты в изготовлении, дешевы, вслед-
ствие чего имеют распространение
при ЛВМ. К преимуществам литых
пресс-форм относятся: возможность
внесения необходимых конструктив-
ных изменений в модель-эталон, а
не в пресс-форму (что значительно ме-
нее трудоемко и сложно) и получение
меньшего разброса размеров моделей,
получаемых в многогнездных пресс-
формах, отливаемых по одной мо-
дели-эталону.
В качестве формообразующих мате-
риалов используют легкоплавкие
сплавы (табл. 3).
Чаще всего модель-эталон изготов-
ляют из металла, однако при исполь-
зовании сплава Вуда можно приме-
нять деревянные эталоны.
Технология получения литой пресс-
формы аналогична технологии изго-
товления гипсовой пресс-формы с не-
которыми конструктивными и тех-
нологичными дополнениями.
Используя высокую пластичность
применяемых сплавов, можно повы-
сить точность размеров поверхности
рабочих полостей пресс-формы и сни-
зить шероховатость, применив опрес-
совку ее на эталоне после исправле-
ния всех первичных дефектов.
Пластмассовые пресс-формы изго-
товляют аналогично гипсовым и ис-
пользуют в мелкосерийном производ-
стве. Материалом пресс-форм служат
пластмассы (с наполнителями и без
них) холодного твердения преиму-
щественно на основе эпоксидных смол,
обеспечивающие высокую механиче-
скую прочность. Пресс-формы не ко-
робятся, не разбухают, не корроди-
руют, обеспечивают довольно высо-
кую точность моделей. Для повыше-
ния теплопроводности в пластмассу
добавляют железные, алюминиевые или
медные порошки.
Пресс-формы из эластичных мате-
риалов применяют обычно в опытном,
единичном и мелкосерийном произ-
водстве, при зубопротезировании, из-
готовлении ювелирных изделий и ху-
дожественном литье. В таких пресс-
формах изготовляют модели сложной
конфигурации с поднутрениями, обрат-
ными конусами и др.
Формообразующими материалами
служат формопласт, .резина, герметик
виксинт (полупрозрачный жидкий и
белый пастообразный).
Модели-эталоны изготовляют из ме-
талла, а также дерева, гипса, пласт-
масс и других неметаллических ма-
териалов.
Пресс-формы, изготовляемые мето-
дами гальванопластики, металлизации
и напыления, применяют в опытном,
единичном и мелкосерийном произ-
водстве, а также в художественном
литье.
При проведении гальванизации при-
меняют модели-эталоны из полирован-
ных алюминиевых или цинковых спла-
вов; при проведении металлизации —
алюминиевые эталоны и аппараты ЭМ-3
и ЭМ-ЗА.
При изготовлении пресс-формы с
применением плазменного напыления
напыляют различные металлические
порошки на металлические, графито-
вые и гипсовые модели-эталоны.
Выплавляемые, выжигаемые и растворяемые модели
209
3. Химический состав и физико-механические свойства легкоплавких
сплавов для изготовления пресс-форм
Сплав Содержание, % (мае. доля)
Pb Sn Bi Sb А1 Zn Других элементов
Вуда Bi—РЬ Bi—Sn Sn—Bi—Pb Pb—Sn—Bi Pb—Sb Pb—Sn—Sb ЦАМ 4—1 АЛ2 25 44,5 30 70 87 56 12,5 42 35 15 33 50 55,5 58 35 15 13 11 4 87—90 95—96 Cd 12,5 Си 0,75— 1.25; Mg 0,08—0,1 Si 10—13
Сплав Физико-механические свойства
Гол- "С о_, МПа В НВ Объемная масса, кг/см’
Вуда Bi—Pb Bi—Sn Sn—Bi—Pb Pb—Sn—Bi Pb—Sb' Pb—Sn—Sb ЦАМ 4—1 АЛ2 64 124 138 140 140 247 315 430 600 41,2 44,1 54,9 49 54,9 235—274 147—157 9,2 10,2 22 30 70—85 50—60 9,4 10,5 8,7 9,1 10,1 10,5 9,1 7,1 2,7
Примечание. ТПл — температура плавления.
5. Выплавляемые,
выжигаемые
и растворяемые модели
Оформляя внутреннюю поверхность
формы, модель в то же время является
причиной возникновения в форме при
структурообразовании внутренних на-
пряжений, а при ее удалении из формы
искажаются размеры последней, появ-
ляются микротрещины, увеличиваются
внутренние напряжения.
Требования, предъявляемые к мо-
дельным композициям. К наиболее
важным характеристикам готовой мо-
дели относятся механические характе-
ристики, геометрическая точность раз-
меров, шероховатость и твердость по-
верхности, а также четкость контура.
Модельные композиции должны
обладать свойствами, обеспечивающи-
ми высокое качество моделей и, сле-
довательно, отливок, т. е. они должны:
быть механически однородными; иметь
минимальные: усадку при охлажде-
нии, расширение при нагревании (тем-
пература размягчения должна быть
выше 40 °C) и зольность (0,02%); иметь
высокую жидкотекучесть в вязкопла-
стичном состоянии; не взаимодейство-
вать с материалом пресс-формы и
210
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
суспензией; хорошо смачиваться сус-
пензией.
Кроме того, модельные композиции
должны обладать свойствами, обеспе-
чивающими возможность применения
наиболее простых и экономичных ре-
жимов' изготовления и эксплуатации
моделей, т. е. иметь температуру плав-
ления 50—90 °C, высокие теплопро-
водность и жидкотекучесть как в
расплавленном, так и в пастообраз-
ном состоянии, минимальное время
затвердевания в пресс-форме, не
должны прилипать к ее поверхности,
должны хорошо спаиваться, плотность
не должна превышать 1 г/см3. Модель-
ные композиции должны быть также
безвредными, а входящие в их состав
компоненты — дешевыми и недефи-
цитными. Все эти требования отно-
сятся к модели как к изделию, т. е.
показывают, каким должны быть исход-
ный материал и технологические ре-
жимы его обработки.
Оптимальные реологические свой-
ства модельной композиции в вязко-
пластичном (пастообразном) состоянии
и оптимальные структурно-механиче-
ские характеристики композиции в
твердом состоянии приведены в табл. 4.
Классификация модельных компози-
ций (предложена В. А. Озеровым)
приведена в табл. 5.
Наибольшее распространение в
практике нашли модельные компози-
ции первой группы, причем модели
изготовляют в основном из компози-
ций, находящихся в пастообразном
состоянии.
Модельные композиции Р-3, ИПЛ-2,
ИПЛ-2А, ВИАМ-102, МВС-ЗА,
выпускают централизованно, что по-
зволяет повысить качество изготовляе-
мых моделей. Однако ни одна из вы-
пускаемых композиций не соответ-
ствует всем предъявляемым требова-
ниям, что не позволяет повысить точ-
ность отливок до нужного уровня.
Модельные композиции 1-й группы
нашли применение как в массовом
производстве мелких стальных отли-
вок в автомобиле-, тракторо- и сельхоз-
машиностроении, так и в серийном
производстве тонкостенных отливок
сложной конфигурации, в том числе
со сложными внутренними полостями
из жаропрочных и других трудно-
обрабатываемых сплавов.
Модельные композиции 2-й группы
используют, как правило, для изго-
товления моделей ответственного на-
значения типа турбинных лопаток,
лопастей, колес и др.
Из солевых композиций 3-й группы
изготовляют модели ответственного
назначения и растворимые в холодной
воде стержни для получения в выплав-
ляемых моделях сложных каналов и
полостей.
Модельные композиции остальных
групп применяют ограниченно.
В ГДР, ФРГ, Швейцарии, Англии
и других странах Европы наибольшее
распространение получили модельные
композиции на основе парафина, це-
резина и других воскоподобных мате-
риалов. В США и некоторых других
странах небольшие модели для отли-
вок ответственного назначения изго-
товляют из полистирола. В состав
ряда модельных композиций, выпу-
скаемых зарубежными фирмами, вхо-
дят такие материалы, как карнауб-
ский и пчелиный воски, акравоск, мон-
тан-воск и канифоль.
Исходные модельные материалы.
Согласно приведенной классификации
наибольшее распространение получи-
ли модельные композиции, состоящие
из воскообразных материалов: пара-
фина марки Т по ГОСТ 23683—79,
технического стеарина по ГОСТ
6484—64, церезина марки 65 по ГОСТ
2488—79, синтетического церезина по
ГОСТ 7658—74, буроугольного воска
по ТУ 39-01-232—76 и торфяного
воска. Применяют также канифоль
по ГОСТ 19113—84, полистирол по
ГОСТ 20282—86Е, литейные суспен-
зионные полистиролы для вспенива-
ния марок ПСВ-Л по ТУ 6-05-1650—73
и ПСВ-ЛД по ТУ 6-05-05-148—81,
полиэтилены высокого (по ГОСТ
16337—77 Е) и низкого (по ГОСТ
16338—85 Е) давления, карбамид по
ГОСТ 2081—75 Е, нитрат натрия (на-
триевая селитра), нитрат калия (ка-
лиевая селитра), жирные кислоты,
абиетиновая смола и др.
В качестве добавок, улучшающих
реологические свойства композиций,
повышающих их прочность и тепло-
стойкость, снижающих хрупкость,
Выплавляемые, выжигаемые и растворяемые модели
4. Оптимальные свойства эталонной модельной композиции
Реологические свойства (модельная композиция находится
в вязкопластичном состоянии при температуре запрессовки)
. т * °C * раб» П/н» Па «с Pk,-10* РА1.10* ф.10% (Па-с)-* П.10"3, с"1
МПа
42—43 1,0—2,0 42,0—55,0 22,0—35,0 500—1000 2,75—4,20
Упругопластично-вязкие константы и характеристики
(модельная композиция находится в твердом состоянии)
Т. °C Па.с £>-10"в £,.10"*
МПа
19—21 25—27 2,5—3,3 1,0—1,6 0,7—1,0 0,3-0,5 0,49—0,61 0,17—0,32 1,2—2,0 2,0—3,5
£.10"* 01. в Пв.104. С"1 фв.101в, (Па.С)-1
МПа
0,35—0,47 0,15—0,29 53,2—94,2 55,0—106,6 0,21—0,4 0,19—0,5 0,3-0,4 0,6-1,0
Условные обозначения: — пластическая вязкость предельно
разрушенной структуры; ср — жидко подвижность; Р^2 — динамическое предель-
ное напряжение сдвига; — статическое предельное напряжение сдвига;
П — пластичность потока массы; Ег — модуль упругости; Е* — модуль эласти-
ческой деформации; Е — приведенный модуль деформации; Oj — истинный пе-
риод релаксации; /70 — статическая пластичность; <р0 — текучесть.
5. Классификация модельных композиций
Группа компо- зицин Наименование Примеры композиции
1 Воскообразные выплавляемые композиции ПС 50—50, ПСЭ 70—25—5; ПЦБКо 70—12—13—5 (Р-3); ПЦПэв62—25—12 (МВС-ЗА); ПБПсм 60—25—15(ИПЛ-2У; ПБТТэ 25—35—35—5 (ВИМА-102)
212
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
Продолжение табл. 5
Группа компо- зиции Наименование Примеры композиции
2 Композиции на основе нату- ральных и синтетических смол с добавками воскообразных и других компонентов КПсЦ 50—30—20; КЦПэБн 80—18— 1,6—0,4 (МАИ-Зш)
3 Водорастворимые композиции КбБк98—2; КбНк 90—10 (МОН-ЮК); КбПвсМс 95,5—2—2,5 (МПВС)
4 Термопласты компактные и вспенивающиеся, удаляемые из оболочек форм выжиганием Блочный полистирол, суспензионный вспенивающийся полистирол (напри- мер, ПСВ-ЛД)
5 Легкоплавкие металлы и спла- вы Ртуть, амальгамы ртути (в практике отечественного производства не приме- няют)
6 Модельные композиции, пред- ставляющие собой смеси или сплавы композиции различных групп МВ (мочевиновосковой состав, напри- мер смесь расплавов карбамида и со- става ПБТТэ 50—25—20—5)
7 Выплавляемые композиции с твердыми наполнителями РМ (смесь расплава Р-3 с порошком карбамида); смесь расплава воскооб- разной композиции с порошком синте- тической смолы
#1 Буквы в примерах модельных композиций являются условным обозна-
чением входящих в них компонентов. Следующие после буквенных обозначений
цифры указывают соответственно среднее процентное содержание (мае. доля)
в составе каждого из компонентов. Так, в составе ПСЭ 70—25—5 содержится, %
(мае. доля): парафина 70, стеарина 25, этилцеллюлозы 5. В скобках указаны
условные наименования (торговые марки), не несущие информацию о компонен-
тах. Например, ИПЛ означает Институт проблем литья, где композиция была
создана.
Примечание. Здесь и далее: Б — буроугольный воск, Бк — борная
кислота, Бн — битум нефтяной, Ж к — синтетические жирные кислоты; К —
канифоль; Кб — карбамид, Ко — кубовый остаток горячего крекинга парафина,
Мс — магний сернокислый, Нин — нитрит натрия, Нк — нитрат калия, Нн —
нитрат натрия, П — парафин, Пвс — поливиниловый спирт, Пс — полистирол
(компактный), ПсВ — полистирол вспенивающийся, Псм — пластичная смазка
ПВК, ПуС — пушечная смазка, Пэ — полиэтилен, Пэв — полиэтиленовый воск
(низкомолекулярный полиэтилен), В — вазелин технический, С — стеарин, Св —
сибирский воск, Т —торфяной воск, Тэ — триэтаноламин, Ц — церезин, Э —
этилцеллюлоза, Цс — церезин синтетический.
Выплавляемые, выжигаемые и растворяемые модели
213
в. Реологические константы и характеристики наиболее широко
применяемых модельных композиций при рабочих температурах
запрессовки
Модельная композиция ^раб Т л пл Т'раб Т’пл Оптимальные реологические характеристики
П*. Па.с Ф-10*. (Пас)-* pk9-104 о •Н * •б 1 о •Н й L
°C
МПа
ПБТЦ 30—30—30—10 55 «—в II. — 3,2 312 120,0 — 1— 3,75
ПТ 50—50 52 68,5 0,76 3,2 310 • 96,0 62,8 3,00
ПБТ 50—25—25 51 1 — 1 — 3,0 340 100,0 -— 3,45
ПТ 70—30 52,5 67 0,78 2,96 332 87,0 58,7 2,94
ПБЦ 50—35—15 52,5 66,5 0,79 2,8 360 93,0 3,20
ПБТ 60—30—10 50 63 0,80 2,75 370 95,0 64,1 3,35
ПЦБКо 70—12—13—5 52 65 0,81 2,7 370 90,0 60,0 3,36
ПТЦ 70—20—10 49 61 0,81 2,5 400 80,0 3,40
ПБТ К 60—20—12—8 50 — — 2,4 420 77,0 1 — 3,30
ПБС 50—30—20 49 64,5 0,76 2,2 450 74,5 50,1 3,82
ПБВ 50—30—20 49,5 63,5 0,78 1,7 600 68,0 40,2 4,20
ПБПуС 50—30—20 48 60,5 0,80 1,5 700 62,0 34,0 4,50
ПС 50—50 42,5 51 0,83 1,4 700 46,5 25,2 3,30
Примечание. Условные обозначения реологических характеристик
и модельных композиций см. в примечаниях к табл. 4 и 5.
используют полиэтиленовые воски,
касторовое масло, триэтаноламин, ди-
бутилфталат, поливиниловый спирт,
этил целлюлозу, инденкумароновую
смолу и др.
Находят применение материалы [3,
4] из новой группы компонентов-
пластификаторов. Это сложные угле-
водородные соединения нефтяного про-
исхождения: технический вазелин, пу-
шечная смазка, пластическая смазка
ПВК и сибирский воск ОМ-7 по ТУ
38-1018—70.
Наиболее распространенной и пер-
спективной для создания высоко-
эффективных модельных композиций
является двухкомпозитная система па-
рафин — буроугольный воск. Реоло-
гические характеристики наиболее
распространенных композиций в
интервале пастообразного состояния
при рабочей температуре запрессовки
(табл. 6) показывают, что ни один
из таких компонентов, как канифоль,
торфяной воск, стеарин, церезины (в
том числе так называемый кубовый
остаток термического крекинга пара-
фина), не могут обеспечить концентра-
ционное равновесие, не являясь пла-
стификаторами. Наиболее близкими
к оптимальным реологическими свой-
ствами обладают композиции ПБВ и
ПБПуС.
Реологическая классификация ис-
ходных модельных материалов, яв-
ляющихся компонентами модельных
композиций, при рабочих температу-
рах запрессовки приведена в табл. 7.
Компоненты разбиты на четыре
основные группы: I и II — упрочни»
тели; III — наполнители, IV — пла-
стификаторы. Классификация помо-
гает оценить практически любые ма-
териалы с точки зрения и и имени-
214
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
7. Реологическая классификация исходных модельных материалов
Группа ком понентов Материал о о 'л о. Ли. Па-с Ф- 1 О’, (Па-с)"1 <• о а. о а. 1 о и” i ь Рт, МПа (/=21 ч- 22 °C) у * ч с ь. ю W ч с ь- Температур- ный градиент вязкости
MI la
I Буроуголь- ный ВОСК 82,5 3,6 300 80,0 62,0 2,4 800,0 — 57,0
II Торфяной ВОСК 62,5 3,0 330 74,2 58,5 2,4 297,0 82 0,81 15,80
Церезин 58,5 2,8 360 110,0 90,8 4,1 90,2 78 0,80 21,20
Церезин синтетиче- ский 70 2,6 390 68,1 55,1 2,8 261,0 88,5 0,79 27,80
III Стеарин 48,5 2,5 405 58,5 50,3 2,3 26,6 58 0,83 30,00
Парафин 45 2,2 450 50,0 40,0 2,1 50,0 55 0,80 37,80
Сибирский воск 48 1,5 670 45,2 36,0 3,6 15,8 61,5 0,78 28,10
IV Вазелин технический 36,5 1,3 760 35,0 22,0 2,9 1,0 48 0,77 4,15
Пушечная смазка 36 0,7 1400 25,0 13,5 3,6 0,5 46 0,79 2,10
Смазка ПВК 35,5 0,74 1380 24,2 14,3 3,3 0,48 45,5 0,78 2,05
Компози- ция ПС 50—50 42,5 1,4 700 46,5 25,2 3,3 65,1 51,0 0,83
мости в качестве модельного ком-
понента и разрабатывать модельные
композиции с необходимыми свойст-
вами.
Температуру плавления модельных
композиций определяют по темпера-
турам плавления исходных компонен-
тов [3, 4]:
грА-^-Б __ ; 'гБ ।
ил ПЛ юо ‘ пл 100 * * ’ *
(1)
где ^пл и ^пл температуры плавле-
ния компонентов соответственно А
Г. Б
и 5; ~оо" и ”Yoo” с°ДеРжание к°м-
понентов, %.
Температуру плавления исходных
материалов определяют по формуле
^пл Ь25Ураб, (2)
где Граб -- температура запрессовки.
В табл. 8 приведено объемное рас-
ширение продуктов разложения наи-
более распространенных модельных ма-
териалов.
Свойства модельных композиций 1—
3-й групп приведены в табл. 9 и 10.
Модели, изготовляемые из компози-
ции ПС 50—50, имеют низкую экс-
плуатационную прочность, хотя ее
реологические свойства соответствуют
оптимальным (табл. 11). Композиции
ИПЛ-2 и Р-3, применяемые в автомо-
билестроении, а также при производ-
стве деталей сельскохозяйственных ма-
шин и машин, используемых в тек-
стильной, легкой и других отраслях
промышленности, обладают в твердом
состоянии промежуточными (между
свойствами эталонных композиций
КПсЦ и ПС 50—50) структурно-меха-
ническими свойствами. Однако экс-
плуатационные характеристики воз-
врата композиции Р-3 резко ухуд-
шены.
Выплавляемые, выжигаемые и растворяемые модели
215
8. Свойства исходных модельных материалов
Свойство модельного материала и продукты его разложения Парафин Стеарин Буро- угольный воск Техниче- ский ва- зелин Пушеч- ная смаз- i ка
Объемное расширение (мм8) при темпера- туре, °C: 40 40 35 32 38 40
50 80 72 70 80 78
60 126 90 92 100 112
70 163 143 143 145 154
80 - 195 232 230 230
90 1 1 298 320 301 282
Температура разложения, °C 400- -500 450—550 400 -500
Продукты разложения, % (мае. доля): газообразные 100 97 100
остаток кокса 3 —™
В табл. 12 и 13 приведены реоло-
гические и упругопластично-вязкие
константы и характеристики центра-
лизованно выпускаемых модельных
композиций ИПЛ-2, ИПЛ-2А и
ПБСв 60—25—15, а также их разно-
видностей.
Приготовление модельных компози-
ций. Исходным материалом для изго-
товления моделей являются компози-
ции, находящиеся либо в жидком,
либо в вязкопластичном состоянии.
Наиболее широко используют компо-
зиции в вязкопластичном состоя-
нии.
Модельные композиции 1-й группы
расплавляют в водяных, глицерино-
вых или масляных банях с электри-
ческим или газовым подогревом и до-
водят до пастообразного состояния в
установках с лопастными, поршневы-
ми, и шестеренными смесителями.
Молдавское производственное объе-
динение «Точлитмаш» им. С. М. Киро-
ва (г. Тирасполь) выпускает уста-
новки 651 и 652А для приготовления
пастообразных композиций типа ИПЛ,
Р-3, ПС 50—50, температура расплава
которых не превышает 80 °C.
Для приготовления высокотемпера-
турных модельных композиций типа
КПсЦ и МАИ применяют поворотные
электропечи с терморегуляторами.
Изготовление моделей. Для заполне-
ния подготовленных (очищенных, сма-
занных и подогретых до заданной
температуры) пресс-форм модельной
композицией выполняют следующие
операции: заливку расплава свобод-
ную или под давлением; запрессовку
композиции в пастообразном состоя-
нии; заливку под давлением смеси
расплава композиции с порошкообраз-
ным наполнителем или пластифициро-
ванных (размягчаемых нагревом) гра-
нул компактного или вспенивающе-
гося термопласта; вдувание или за-
сыпку гранул материала, вспениваю-
щегося при последующем прогреве
водой, паром либо другими способами.
В нашей стране централизованно про-
изводят оборудование для изготовле-
ния моделей.
Определение темпера-
турно - деформационных
параметров изготовле-
ния выплавляемых мо-
делей. Температура Т = f (т), со-
ответствующая перегибу термографи-
ческой кривой в точке В (рис. 7),
является температурой плавления ТПл,
а температура, соответствующая пере-
гибу кривой в точке А, — температу-
9. Свойства модельных композиций 1-й группы
Модельная композиция ^ПЛ (гкп) Теплоустой- чивость Температура компози- ции в пастообразном состоянии, °C Свобод- ная ли- нейная усадка, * % аи при 18 —20 °C, МПа Жидкотекучесть, мм (по спиральной пробе) Зольность, % (мае доля) Число, мгКОН/г Пенетрация при 25 °C, мм-1
по методике НИИТав- топрома по прогибу об- разца за 1 ч при 35 °C, мм кислот- ное омы- ления
°C
ПЦБКо 70—12—13—5 77—80 33 1,4 53—56 0,6—0,9 3,6-3,7 492 0,05—0,03 3—4
ПБПсм 60—25—15 74 (75—80) 33—40 48—70 0,6-1,0 2,4—4,0 — 0,075—0,124 6,7—10 26,22 11,2
ПС 50—50 53,5 (47) 30 10—12 42—45 0,8-1,0 1,8-2,0 650 0,03—0,1 98 100 7,5
ПБТТэ 25—35—35—5 (65—75) 35—40 — — 0,9-1,4 4,7—5,0 — 0,15—0,3 — — —
ПЦБ 62—25—13 75—85 32 — — ——- 3,4 — 0,1 10 —
ПЦПэв 67—25,5—7,5 76,9 (75—80) 43 — 55—56 0,7—1 6,3 0,02 0,02—0,5 — 6
* Модельная композиция в пастообразном состоянии.
Примечания: 1. Ткп — температура каплепадения; ои — предел прочности при статическом изгибе.
2. Широкие пределы изменения некоторых свойств модельных композиций объясняются различием данных, приводи-
мых разными авторами, а также существенным влиянием на эти показатели непостоянства состава и свойств исходных мате-
риалов и различных условий изготовления образцов для испытаний (например, давления прессования и содержания воздуха
в модельной пасте).
3. Условные обозначения модельных композиций см. в табл. 5.
4. Коксуемость модельной композиции ПБПсм — 0,97% (мае. доля); ПЦПэв — 0,04% (мае. доля).
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
Выплавляемые, выжигаемые и растворяемые модели
217
10. Свойства модельных композиций 2 и 3-й групп
Модельная композиция аи при 20 °C, МПа Kfi к л О Я йй АО SC fcf о W Л Я О) Q о Oss OQ , 0 а- Т °C л пл* Золь- ность, % (мае. до- ля) Плот- ность, кг/мэ
I
2 > л 5 « ь
О
Н о айо
КЦПэБн 80-18-1.6- 0,4 (МАИ-Зш) 6,2 0,7 1.2 35 90 — 92 0,05 — 0,08 1000
КПсЦ 50 -30-20 7,5 — 8 0,9 — 1,43 2,5 40 140 (тем- пература каплепа- дения) 0,03 — 0,05
КПсЦ 73 — 8 —19 (модер- низированный вариант) 7 — 7,2 0,8 — 1,45 — — 0,04 — 0,05
КбПвсМс.95,5 —2 — 2,5 12 — 17 0,2 —0,6 0,25 68 — 72 110 0,1 — 0,15 1300
КбНк 90 — 10 (МОН-ЮК) 15 — 19 0,15 — 0,4 0,26 70 — 78 125 0,15 — 0,18 1320
* По методике НИИТавтопрома.
11. Упругопластично-вязкие константы и характеристики материалов
выплавляемых модельных композиций
Модельная композиция Э 1 *01— 0 1 -се ft. «0 1 о И". «0 О £-01 J о * о ,_(э в ‘oi01 •
гС МПа «м ф
КПсЦ 7.5 0,85 0,79 8,6 0,67 112 0,11 0,13
ВИАМ-102 2,45 0,56 0,30 3,6 0,27 91 0,22 0,4
ИПЛ-2 1,42 0,39 0,22 2,3 0,20 71 0,27 0,7
Р-3 1,09 0,31 0,20 2,15 0,18 60,6 0,28 0,9
ПС 50—50 0,085 0,16 0,07 0,77 0,06 13 1,88 11,8
Примечание. Температура испытания 25°C.
12. Реологические константы и характеристики централизованно
выпускаемых модельных композиций типа ИПЛ
Модельная композиция Т'раб’ °С X ^tn* Па с Ф- 1 0, (Па с)"1 /7-10’, с-1
м Па
ИПЛ-2 47,5 1,88 532 58,4 31,7 3,10
ИПЛ-2А 47,0 1,92 521 60,6 36,4 3,16
ПБСВ 60—25—15 48,0 1,75 571 55,1 40,8 3,15
ПБСВ 60—17—23 46,5 1,43 699 47,8 30,7 3,34
218
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
13. Упругопластично-вязкие константы и характеристики
централизованно выпускаемых модельных композиций типа ИПЛ
Модельная композиция о W 1 О у «М* *4 ft. е-01 ‘ 3 о» 1 о е-01 '3 еп с •4 1 О • о • 1 охо, а • с)~1
C\J МПа t: °C
ИПЛ-2 2,7 0,78 0,42 0,54 1,84 58,9 0,29 0,37
ИПЛ-2А 2,76 0,82 0,40 0,51 1,79 62,2 0,30 0,36
ПБСВ 60- 25—15 2,87 0,86 0,41 0,53 1,85 61,4 0,30 0,35
ПБСВ 40- 40—20 3,02 1,02 0,41 0,62 1,24 89,5 0,34 0,33
ПБСВ 60- -17—23 2,66 0,73 0,40 0,50 1,93 57,3 0,27 0,38
ПБСВ 60— 15—25 2,55 0,71 0,39 0,48 2,01 52,6 0,28 0,39
Примечание. Температура испытания 20°C.
рой затвердевания Т8атв модельной
композиции. Термографические кри-
вые записывают на разработанной
установке конструкции ИПЛ АН УССР
(рис. 8).
Рабочую температуру Граб ввода
модельной композиции в полость пресс-
формы можно определить двумя спо-
собами:
построением кривой т]* — f (Т)
(рис. 9) и определением температу-
ры, соответствующей перегибу этой
кривой (по пересечению касательных);
расчетом по формулам (1) или (2)
после определения температуры плав-
ления этой композиции по кривым
затвердевания или по данным таблиц.
Усилия запрессовки определяют
эмпирически для каждого модельного
Рис. 7. Типовая термографическая
кривая модельной композиции: т —
время охлаждения модельного состава
автомата, каждой шприц-машины и
каждой композиции.
Из комплекса реологических кон-
стант, описывающих вязкопластичное
состояние модельной композиции, к
прочностным относится динамическое
предельное напряжение сдвига
характеризующее наибольшее напря-
жение, которое необходимо преодолеть,
чтобы материал начал течь с наимень-
шей постоянной пластической вяз-
костью практически предельно раз-
рушенной структуры.
Для расчета усилия запрессовки мо-
дельной композиции используют урав-
нение
/>' = 2,67^2-, (3)
где I и г — геометрические размеры
канала, по которому вытекает иссле-
дуемая композиция; Pk9 — константа,
соответствующая Трао запрессовки и
не зависящая от размеров и типов
применяемых приборов и установок.
Методика определения усилия за-
прессовки модельной композиции со-
стоит в следующем: строят реологи-
ческую кривую tga' = f (р) (рис. 10)
и после ее обработки определяют две
основные константы и Pk . По
полученным данным строят кривые
зависимости этих констант от темпе-
ратуры в интервале вязкопластичного
состояния исследуемой композиции.
Выплавляемые, выжигаемые и растворяемые модели
219
Рис. 8. Схема установки для записи кривых затвердевания модельной компо-
зиции:
/ — электронный мост сопротивлений MCI-10; 2 — охлаждающая регулируемая си-
стема; 3 — термометры сопротивления ТСМ-ХП
Находят перегиб кривой tj* = f (Г) и
соответствующую ему температуру
Т'раб; по кривой Pk9 — f (Т) — зна-
чение Pk91 соответствующее Траб. При
известных (заданных) значениях I и г
рассчитывают усилие запрессовки ис-
следуемой композиции Р' по фор-
муле (3).
Оборудование для изготов-
ления моделей. Кроме ручных
шприцев, применяют [5] установку
конструкции Ижевского машинострои-
тельного завода, шприц конструк-
ции РПЗ, автоматические установки,
Рис. 9. Зависимость пластической вяз-
кости Т]* (1) и жидкоподвижности (2)
модельной композиции от температу-
ры в интервале вязкопластичного со-
стояния
выпускаемые Тираспольским заводом
литейных машин (автомат 653, ус-
тановки 6А50 и 6А54).
Для запрессовки высоковязких и
быстротвердеющих модельных компо-
зиций, например типа КПсЦ, приме-
няют рычажные, винтовые, пневмати-
ческие и гидравлические прессы. Тон-
костенные модели сложной конфигу-
рации изготовляют на машинах с при-
менением вакуума и давления; пу-
стотелые модели — на специальных
пресс-машинах с подпрессовкой мо-
дельной композиции сжатым воздухом
после заполнения пресс-формы рас-
плавом или с выдуванием незатвер-
девшей части модельной композиции
сжатым воздухом.
Рис. 10. Реограммы tg а' — f (р) ком-
позиции ПС 50—50 для температур
43 (/), 46 (2) и 48 (3) °C
220
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
При изготовлений полых, а также
тонкостенных моделей применяют ме-
тод свободной заливки расплавленной
модельной композиции. В зарубежной
практике модели изготавливают преи-
мущественно из расплавленных и по-
лужидких композиций, как правило,
без замешивания воздуха.
Выжигаемые модели из компактного
полистирола изготовляют либо на спе-
циальных прессах, либо на стандарт-
ных однопозиционных машинах для
литья под давлением термопластич-
ных и термореактивных материалов
(например, машины'Д-3328 и Д-3231 по
ГОСТ 10767—87, выпускаемые Хмель-
ницким заводом кузнечно-прессового
оборудования). Наиболее целесообраз-
но применять полистироловые модели
в крупносерийном и массовом произ-
водстве мелких (с наибольшим раз-
мером 30—40 мм) и тонкостенных от-
ливок. .
Пенополистироловые модели находят
более широкое применение. Эти мо-
дели удаляют из формы выжиганием
или растворением.
Пенополистироловые модели могут
быть изготовлены с помощью двух-
позиционных термопластавтоматов
69213.
Кроме описанных способов, исполь-
зуют также выпадающие металличе-
ские модели или фрагменты моделей;
для получения моделей со сложными
jo форме, расширяющимися внутри
и криволинейными полостями и от-
верстиями применяют: спаивание (либо
склеивание) отдельно изготовляемых
частей или растворимые гибкие ре-
зиновые и керамические стержни. Наи-
большее распространение нашли со-
левые (карбамидные) стержни.
Хранение и сборка моделей в блоки.
В летнее время с целью предотвраще-
ния деформации модели хранят в
термостатах или специальных охла-
ждаемых проточной водой металли-
ческих шкафах. Мелкие модели мож-
но хранить в проточной водопровод-
ной воде («водяном конвейере»), имею-
щей температуру помещения. В слу-
чае содержания в составе модельной
композиции омыляемого стеарина в
воду добавляют соляную кислоту.
В зимнее время перед нанесением
покрытия извлеченные из воды модели
с температурой 8—12 °C должны быть
выдержаны на воздухе до приобретения
моделью комнатной температуры.
Сборку моделей в блоки осуще-
ствляют: припаиванием моделей от-
ливок к модели стояка разогретыми
ножом, шпателем или специальным
паяльником ЭТ-П (ГОСТ 7219—83 Е);
припаиванием жидкой композицией;
соединением в кондукторе; механиче-
ским скреплением (шип—паз); при-
клеиванием моделей отливок к модели
литниковой системы; сборкой на стоя-
ке — каркасе с механическим зажи-
мом.
Собранные блоки моделей, как пра-
вило, подвешивают на стеллажи, эта-
жерки, подвесные конвейеры-накопи-
тели.
Методы контроля свойств исходных
модельных материалов и их компози-
ций. В процессе эксплуатации модель-
ная композиция проходит через три
состояния — жидкое, вязкопластичное
и твердое. Определяют свойства лишь
твердых моделей, подбирая их состав
и режимы изготовления эмпири-
чески .
Существует комплекс методик, до-
статочный как для разработки новой
модельной композиции, так и для
контроля свойств исходных модель-
ных материалов и их композиций на
этапах литья по выплавляемым мо-
делям [3, 4].
Реологические свойства модельных
композиций, находящихся в жидком
или вязкопластичном состоянии, мо-
гут быть определены при использо-
вании автоматического капиллярного
вискозиметра переменных давлений и
расхода типа АКВ-2 и прибора для
определения прочности на сдвиг кон-
систентных смазок. Характер тече-
ния исследуемой системы в приборе
АКВ-2 соответствует характеру те-
чения модельной композиции в за-
прессовочных установках и шприц-
прессах, т. е. полностью имитируется
процесс прессования. С помощью вто-
рого прибора, позволяющего фикси-
ровать давление, вызывающее при
заданной температуре сдвиг исследуе-
мой композиции в капилляре, оцени-
вают характер деформации модель-
ной композиции при изготовлении
модели.
Выплавляемые, выжигаемые и растворяемые модели
221
Рис. 11. Автоматический капилляр-
ный вискозиметр АКВ-2:
1 — пружина; 2 — шток; 3 — камера; 4 — .
капилляр; 5 — термостатирующий ци-
линдр; 6 — барабан самозаписывающего
устройства; 7 — штатив
Методика работы на приборе АКВ-2
(рис. 11) описана в работах.
Обработка записанной прибором
кривой разжатия пружины (усилие
разжатия Р) в процессе выдавливания
композиции через капилляр Р — f (т)
(рис. 12) сводится к определению при-
веденных тангенсов угла наклона к
оси абсцисс касательных, проведен-
ных к отрезкам кривых, tga'. По
полученным данным строят графики
зависимости tg a' = f (Р) (см. рис. 9)
и находят точку пересечения Р' пря-
молинейного участка кривых, имею-
щего наибольший угол наклона к оси
абсцисс, с этой осью. По координа-
там точки М определяем
- 4 w (4)
и
<=- <5)
где Кр и — константы прибора
АКВ-2. k
Рис. 12. Кривые истечения компози-
ции ПС 50—50 через капилляр при
температурах:
1 — 43 °C; 2 — 46 °C; 3 — 48 °C ( Wt —
W4 — скорости вращения барабана записы-
вающего устройства; h — длина пружины)
Далее рассчитываем
<Р = (6)
и
п = /\<р. (7)
Статическое предельное напряжение
сдвига Pk находят с помощью при-
бора К-2 (рис. 13).
Рис. 13. Прибор К-2 для определения
статического предельного напряжения
сдвига модельной композиции:
1 — штатив; 2— электропечь; 3 — резер-
вуар для масла, 4 —манометр; 5 — капилляр
222
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
Рис. 14. Прибор со сдвигом двух параллельных пластин и методика определе-
ния упругбпластично-вязких констант и характеристик дисперсных систем:
/ «« пластины; 2 — эксцентриковый механизм; 3 — индуктивный датчик; 4 — запи-
сывающий прибор; 5 — стол
Определив по манометру усилие Plt
вызывающее сдвиг модельной компо-
зиции, подставляем его значение в фор-
мулу
Р^ = W*-
может быть определено также
на приборе АКВ-2 с помощью кривой
tgd' = f (Р), на которой отыскивают
значения Р” (см. рис. 9) — точки
пересечения ее прямолинейного уча-
стка, имеющего наименьший угол на-
клона к оси абсцисс, с этой осью.
Значения Р” подставляем в формулу
Р^ = KphP". (9)
Определение упругопластично-вяз-
ких свойств может быть проведено на
приборе со сдвигом двух
параллельных пластин
(прибор Д. М. Толстого). Для изу-
чения кинетики структурообразования
выплавляемых моделей и других ли-
тейных изделий используют установку
(рис. 14, а) с усовершенствованной
системой фиксации и записи деформа-
ций с помощью индуктивного датчика
и записывающего прибора С-302. Гра-
фоаналитическая обработка семейств
кривых е—т (рис. 14, б), записывае-
мых на приборе при постоянном на-
пряжения сдвига, позволяет опреде-
лять упругопластично-вязкие кон-
станты и характеристики. По этим
кривым деформаций (быстрой е0 и
медленной е2 упругой, а также пласти-
ческой da'/dx) от напряжений сдвига,
вызываемых возрастающими от опыта
к опыту нагрузками определяют мо-
дули Ет и Е2 соответственно мгновен-
но-упругой (рис. 14, в) и эластиче-
ской (рис. 14, г) деформаций как ко-
тангенс угла наклона прямой к оси
абсцисс. Точка пересечения прямой
Ае7Ах=/(Р^) (рис. 14, д) с осью
абсцисс соответствует статическому
предельному напряжению сдвига Pk^t
Остальные упругопластично-вязкие
константы и характеристики иссле-
Выплавляемые, выжигаемые и растворяемые модели
223
а)
Рис. 15. Прибор с тангенциальным смещением стержня (пластины) и упруго-
пластично-вязкие константы и характеристики дисперсных систем:
1 — стержень; 2 — обойма; 3 — цилиндр для образца; 4 — термостатирующий сосуд;
5 — индуктивный датчик, 6 — рычаг; 7 — груз; 8 — плита; 9 — записывающий прибор
дуемых систем рассчитывают по фор-
мулам.
П ~ ? kl • F - .
П1 ’ + Ъ ’
1 р~рк
~~ т)т ’ Де'/Ат
Прибор с тангенциаль-
ным смещением стержня
или пластины (рис. 15, а)
применяют для определения упруго-
пластично-вязких констант и харак-
теристик (рис. 15, б) (способ Вей-
лера—Ребиндера). Для этого прово-
дят графоаналитическую обработку се-
мейства записываемых кривых е =
= f (т).
Благодаря наличию термостатирую-
щего сосуда на приборе могут быть
испытаны модельные и термопластич-
ные композиции, а также другие ли-
тейные системы при температурах до
200 °C. Предусмотрено одновременное
термостатирование нескольких .образ-
цов, которые затем испытывают по-
очередно.
Универсальный дефо-
метр РИС-1 (рис. 16) используют
для определения упругопластично-вяз-
ких констант и характеристик. При-
бор позволяет проводить испытаний
на растяжение, изгиб, сжатие.
Строят семейство пяти-шести де-
формационных кривых е ~ f (т) и про-
водят графоаналитическую обработку
для определения упругопластично-вяз-
ких констант и характеристик.
Из-за значительной относительности
и зависимости используемых значений
пределов прочности на изгиб и сжатие,
а также временного сопротивления от
целого ряда технологических факторов
наиболее достоверной характеристи-
кой прочности материала или ком-
позиции служат структурно-чувстви-
224
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
Рис. 16. Схема дефометра РИС-1:
1, 7 и 10 — приспособления для установки «нуля» при испытаниях соответственно на
изгиб, сжатие и растяжение; 2 и 6 — узлы испытания образцов соответственно на изгиб
и сжатие; 3 — набор грузов; 4 — нагружающе-разгружающее устройство; 5 — уравно-
вешенный рычаг; 8 — записывающий прибор; 9 — индуктивный датчик; 11 — станина
тельная физическая константа-модуль
условно-мгновенной деформации Ev
В условиях чистого сдвига модуль
Ег определяют (как уже показано)
на приборах Д. М. Толстого и Вей-
лера—Ребиндера, а в условиях из-
гибающих, растягивающих и сжимаю-
щих деформаций (рис. 17) — на при-
боре РИС-1, для чего на записывающем
приборе фиксируют лишь мгновенную
деформацию образца в течение 1 с
под действием нагрузки, не превыша-
ющей предела разрушения его струк-
туры.
Модуль условно-мгновенной дефор-
мации определяют по формуле
где Р — напряжение сдвига в образце
под действием приложенной нагрузки;
ej — относительная мгновенная дефор-
мация, возникающая в образце под
действием нагрузки F; р — коэффи-
циент Пуассона (ввиду его малой ве-
личины им пренебрегают).
Эта формула справедлива для любой
схемы деформации образцов (см.
рис. 11), находящихся в одном и том же
физическом состоянии.
Конический пластометр
(рис. 18) используют для определения
пластической прочности структуры Рт.
Рис. 17. Схемы деформации образцов
для испытания прочности литейных
форм:
а — при растяжении; б — при статическом
изгибе; в — при сжатии
Рис. 18. Конический пластометр:
1 — штатив; 2 — р гач; 3 — конус; 4 —
образец; 5 — основание; 6 — груз
Изготовление литейных форм
226
При постоянной нагрузке F — 1~
2 кг измеряют мгновенную (отсчет
через 1 с) глубину h погружения кону-
са в исследуемую систему. Опыт повто-
ряется 10—12 раз при различных
нагрузках. По полученным данным
, строят график зависимости h2 = f (Е),
т. е. прямую линию, проходящую че-
рез начало координат Е и /г2. На по-
лученной прямой произвольно выби-
рают точку, ее координаты F, h2
подставляют в формулу
Р"-°'658 (₽У-
По такой же методике определяют
исходные данные для расчета, исполь-
зуя прибор фирмы Hupler Consisto-
meter, позволяющий исследовать пла-
стическую прочность структуры мо-
дельной композиции не только при
комнатной, но и при повышенных
температурах (благодаря термостати-
рующему устройству).
По значениям Рт оценивают термо-
стойкость выплавляемых моделей.
Комплекс используемых методов оп-
ределения эксплуатационных харак-
теристик модельных композиций (ли-
нейной усадки, предела прочности на
изгиб, твердости, термического ли-
нейного расширения, стойкости мо-
дельных композиций к деформации,
текучести по длине спирали или ци-
линдрического ступенчатого образца,
содержания воздуха, стойкости ком-
позиции к взаимодействию со связую-
щим раствором и др.) описан в рабо-
тах [5, 6].
Некоторые из рекомендуемых ме-
тодик стандартизованы (например,
зольность определяют по ГОСТ
1461—75, кислотное число — по ГОСТ
5985—79, коксуемость — по ГОСТ
8852—74, число омыления — по ГОСТ
21749—76).
6. Изготовление
литейных форм
Классификация форм. Основой фор-
мы при ЛВМ является многослойная
неразъемная керамическая оболочка,
изготовленная по разовым (выплав-
ляемым, растворяемым и выжигае-
мым) моделям, подвергаемая перед
8 Ефимов
заливкой прокаливанию при высоких
температурах (до 900 °C и выше),
огнеупорная, не содержащая газотвор-
ных компонентов, обладающая необ-
ходимыми прочностью, термостойко-
стью и газопроницаемостью, имеющая
рабочую полость с поверхностью очень
малой шероховатости и точными раз-
мерами, четко воспроизводящую кон-
фигурацию отливаемой детали.
Оболочку изготовляют обычно по-
следовательным нанесением на модель-
ные блоки слоев суспензии, содержа-
щей раствор специального связующего
(обычно гидролизованного раствора
этилсиликата) и порошок огнеупор-
ной основы (пылевидных кварца, сил-
лиманита, электрокорунда, циркона
и др.).
Слои суспензии наносят погруже-
нием в нее модельных блоков и сразу
после стекания с моделей излишков
суспензии их обсыпают огнеупорным
материалом (например, кварцевым пе-
ском), крошкой шамота, электроко-
рундом. Размер зерен обсыпки для
разных слоев 0,1—1,5 мм. Каждый
слой оболочки просушивают до уда-
ления из него не менее 80—90% жид-
кой фазы. После этого, при использо-
вании в качестве связующих раство-
ров кремнийполимеров, полученных
гидролизом этилсиликата (ЭТС) ма-
лым количеством воды, необходимо
провести химическое отверждение свя-
зующей пленки, воздействуя на нее
влажным аммиаком.
Обычно для получения оболочки
необходимой прочности наносят от
трех-четырех до семи-восьми слоев су-
спензии. Обсыпка песком, внедряю-
щимся в слой свеженанесенной влаж-
ной суспензии, упрочняет и утолщает
его, увеличивая поверхность испа-
рения летучих компонентов (спирта
и др.), способствует ускорению сушки,
обеспечивает хорошую связь между
слоями суспензии, повышает газопро-
ницаемость сформированной и про-
каленной оболочки.
Оболочка может быть единственной
частью литейной формы (рис. 19, а)
или сочетаться с опорным наполните-
лем (рис. 19, б—г). Заформовывание
в опорный наполнитель производится
с целью упрочнения оболочки, защиты
ее от резких изменений температуры
226
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
г) д)
Рис. 19. Разновидности литейных форм, изготовляемых по выплавляемым, вы-
жигаемым и растворяемым моделям
при прокаливании и заливке, длитель-
ного сохранения в полости формы вы-
сокой температуры после прокалива-
ния, что обеспечивает хорошую запол-
няемость при получении тонкостен-
ных отливок.
Опорный наполнитель может быть
сухим сыпучим [например, песок без
каких-либо связующих добавок (см.
рис. 19, б)] или насыпным пластич-
ным, увлажненным связующим, от-
верждающимся в процессе сушки и
прокаливания (комбинированную фор-
му с таким наполнителем в верхней
части и сыпучим в нижней см. на
рис. 19, в); наливным самотвердеющим
[например, на цементном связующем
(см. рис. 19, а)].
Отдельную группу составляют не
получившие пока значительного про-
мышленного применения двух- и трех
слойные формы, изготовленные по ра-
зовым моделям электрофоретическим
осаждением на модельные блоки с то-
копроводящим покрытием огнеупор-
ных порошков из водных суспензий,
подвергнутых воздействию постоян-
ного тока. В стадии разработки на-
ходятся контурные однослойные ке-
рамические формы (рис. 19, б), полу-
чаемые заливкой объемно-твердеющей
керамической суспензии в простран-
ство между разовым модельным бло-
ком и воспроизводящим его конфигу-
рацию разъемным кожухом, взамен
длительного формирования многослой-
ных оболочек.
Несмотря на ряд достоинств форм
с опорным наполнителем, все более
широко применяют при ЛВМ неза-
формованные перед прокаливанием или
заливкой оболочки. Это позволяет рез-
ко сократить продолжительность и
энергоемкость тепловой обработки
форм, исключить применение опок из
жаростойких сплавов и опорных фор-
мовочных материалов, а также умень-
шить опасность повреждения послед-
J
Изготовление литейных форм
227
ними самих оболочек вследствие тер-
мического расширения в замкнутом
объеме опоки при прокаливании. Одна-
ко обязательным условием успешного
применения оболочковых форм без
опорного наполнителя является ис-
пользование для их изготовления тер-
мостойких формовочных материалов
с малым коэффициентом термического
расширения.
Материалы огнеупорной основы
форм. Наиболее распространенным
формовочным материалом является
кристаллический кварц, применяемый
в пылевидном состоянии как огне-
упорная основа суспензии и в виде
песка для обсыпки ее слоев, нанесен-
ных на модельные блоки.
Значительные и быстропротекающие
объемные изменения в зернах кристал-
лического кварца при нагреве и ох-
лаждении связаны с полиморфным
превращением его Ркв акв при тем-
пературе 573 °C.
В оболочках форм из этого материала
при быстром нагреве в прокалочной
печи, охлаждении после выхода из
нее и повторном нагреве заливаемым
металлом возникают большие внутрен-
ние напряжения, часто приводящие
к образованию трещин. Во избежание
этого оболочки из кристаллического
кварца (для защиты их от резких
изменений температур) заформовывают
в опорный наполнитель.
Значительно более высокой термо-
стойкостью вследствие меньшего рас-
ширения при нагреве (табл. 14 и
рис. 20) обладают плавленые мате-
риалы (электрокорунд и плавленый
кварц), а также огнеупоры, представ-
ляющие собой двойные оксиды: мул-
лит, силлиманит, высокоглиноземистый
шамот и циркон. Перспективным ма-
териалом для форм ЛВМ является
форстерит (Mg2SiO4), крупные запасы
которого имеются на Кольском полу-
острове.
Кристаллический кварц (пылевид-
ный и песок), как наиболее дешевый
и распространенный на территории
СССР формовочный материал, широко
используют при ЛВМ из конструк-
ционных углеродистых и низколеги-
рованных сталей.
Пылевидный кварц, получаемый по-
молом чистых кварцевых песков в со-
8*
Рис* 20. Линейное расширение при
прокаливании оболочек форм на этил-
силикатном связующем, изготовлен-
ных с применением различных огне-
упорных материалов:
1 кристаллического кварца (SiO«);
2 — металлургического магнезита (MgO);
3 — электрокорунда (а = AltOt); 4 —
силлиманита (А1,О»« SiOt); 5 — шамота
(SAljOa* SiO>); 6 — циркона (ZnOt. SiOs);
7 — плавленого кварца (SiOs)
ответствии с ГОСТ 9077—82 постав-
ляют двух марок — А и Б (табл. 15).
Применение пылевидного кварца
(ПК) марки А предпочтительнее, так
как содержание в нем примесей, сни-
жающих огнеупорность формы и ухуд-
шающих качество поверхности отли-
вок, более низкое. Особенно опасно
повышенное содержание свободного же-
леза, попадающего в ПК при помоле
в результате износа мелющих тел
(стальных шаров). Железо является
сильным огеливателем этилсиликат-
ных связующих и резко снижает жи-
вучесть суспензий. Его содержание
в отдельных партиях поставляемого
ПК может превышать 0,4 % (мае. доля).
При прокаливании ПК железо превра-
щается в FeaO3. Нейтрализуется же-
лезо и водными растворами кислот
в процессе приготовления суспензии,
когда путем обработки ПК растворами
ортофосфорной кислоты превращается
в фосфаты, являющиеся дополнитель-
ным (помимо этил силикатного) свя-
зующим, повышающим прочность обо-
лочек (комбинированное связующее
ЗИЛ-ЭФ).
Для обсыпки слоев кварцевой су-
спензии применяют формовочные пески
по ГОСТ 2138—84 (желательно обо-
228
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
14. Формовочные материалы для ЛВМ [51
Материал (химическая формула материала) Химические свойства °C Р, кг/м3 а-10% 1/°С Рекомен- дуемая поверх- ность пы- левидно- го мате- риала, м^/кг
Оксиды Кристаллический кварц (SiO2) Кислый 1713 2650 13,7 400—600
Аморфный плавленый кварц » 1713 2200 0,5 400-600
ИКС (SiO2) Белый электрокорунд (ос А12О3) Амфотерный 2050 3900 8,6 600—700
Оксид магния (магнезит) (MgO) Основной 2800 3870 13,5 500—600
Соединения оксидов
Дистен-силлиманит (А12О3 X Слабокис- 1545 3250 5,6 500—600
X SiO2) Циркон (ZrO2-SiO2) лый 1800 4570 5,1 600—800
Высокоглиноземистый шамот Амфотерный 1600 3000 5,3
(3 AI2O3-SiO2) Муллит (ЗА1,О3-2 SiO2) 1810 «мм (4,5 -г-
• 5,7) 1
Примечания: 1. Самой низкой стойкостью в вакууме обладает магнезит.
2. Температуры плавления указаны для чистых оксидов.
3. Рекомендуемая дисперсность пылевидных материалов 50 мкм. обсыпоч-
ного материала первого слоя 0,1—0,16 мм и последующих слоев 0,315—1,5 мм.
4. Для дистен-силлиманита и муллита указаны температуры диссоциации
А12О3 и вязкой эвтектической жидкости (SiO2).
15. Химический и зерновой составы [% (мае. доля)]
кристаллического молотого пылевидного кварца
Показатель Марка кварца
А Б
Химический состав:
SiO2, не менее 98
Fe металлический, не более 0,05 0,25
Fe2O3, не более 0,05 0,15
А12О3, не более 0,5 1,0
СаО, не более 0,05 0,15
Потери при прокаливании 0,1 —0,15 0,1—0,2
Содержание влаги, не более 2
Зерновой состав по остатку на сите, не более:
№ 016 1,0
№ 010 2,5
№ 0063 10,0
Просев через сито № 005, не менее 85 | 82
Примечание. Реакция водной вытяжки нейтральная.
Изготовление литейных форм
229
гащенные) с малым содержанием гли-
нистой составляющей и вредных при-
месей. Для первого слоя оболочки
необходимы достаточно мелкие пески,
например О61К01 или 061 КО 16, так
как более крупные пробивают слой
суспензии, увеличивая шероховатость
рабочей поверхности формы, а следо-
вательно, и ’отливок. Для следующих
(особенно внешних, упрочняющих)
слоев рекомендуются более крупные
пески: 061 КОЗ 15—О63К0315, 1К04 и
другие или шамотная крошка с раз-
мерами зерен до 2,0 мм.
На плавленый кварц и некварцевые
формовочные материалы имеются от-
раслевые стандарты и технические ус-
ловия. Так, ТУ 21-55-52—80 (НПО
«Кварц», Ленинград) регламентируют
зерновой состав порошков, получаемых
измельчением бруса непрозрачного
кварцевого стекла (НКС). Предусмо-
трено шесть разновидностей порошков
НКС с размером зерен от 1,6 мм (очень
грубый) до тонкого (пылевидного) с
гранулометрическим составом от
0,063 мм и мельче.
Циркон получают как побочный про-
дукт обогащения титаномагниевых руд
в соответствии с ОСТ 48-82—81. По-
ставляют три разновидности цирко-
нового концентрата: порошкообразный
(КЦП), тонкодисперсный (КЦПТ) и
зернистый (КЦЗ).
Высокоглиноземистый шамот, ис-
пользуемый при ЛВМ, выпускают по
ТУ 37.002.0010—80. Шамот (марок
0315 и 063) применяют преимуще-
ственно как обсыпочный материал при
изготовлении термостойких оболочко-
вых форм, прокаливаемых и заливае-
мых без опорного наполнителя.
Дистен-силлиманит (кианит), добы-
ваемый на Урале или получаемый
в виде обогащенного побочного про-
дукта при добыче титаномагниевых
руд, используют при изготовлении
оболочек повышенной термостойкости
и керамических стержней. Кианит
(дистен-си л л им анитовый концентр ат)
поставляется в виде порошка (для
суспензии) и зернистый (для обсыпки)
соответственно марок КДСП и КДСЗ
по ТУ 48-4-307—74. К недостаткам
кианита относится то, что он при тем-
пературе 1380 °C и более диссоциирует
на А12О3 и SiO2 с последующим обра-
зованием муллита (3Al2O3-2SiO2).
Протекание такого процесса недо-
пустимо при заливке оболочек, так
как вызывает их разупрочнение, де-
формацию и разрушение. Поэтому киа-
нит нельзя рекомендовать для литья
черных и специальных (жаропрочных
и др.) цветных сплавов в случаях,
когда форма может нагреваться зали-
ваемым в нее сплавом выше указанной
температуры диссоциации.
Электрокорунд белый, получаемый
из чистого глинозема (содержит до
99% и более А12О3) сплавлением его
в электропечах при температуре
более 2050 °C с последующим измель-
чением, представляет собой кристалли-
ческий аА12О3, обладающий высокой
твердостью (9 по шкале Мооса). При
ЛВМ'этот дорогой и дефицитный про-
дукт целесообразно применять в исклю-
чительных случаях (например, при
вакуумном литье лопаток турбин из
жаропрочных сплавов). В суспензиях,
а также при изготовлении керамиче-
ских стержней применяют микропо-
рошки электрокорунда, в обсыпках —
шлифзерно по ГОСТ 3647—80.
Связующие. Для изготовления обо-
лочек форм используют связующие,
которые в результате химических и
физических процессов при сушке слоев
и прокаливании оболочки превращают-
ся в пленки огнеупорных оксидов,
прочно соединяющие зерна формовоч-
ного материала.
В исходном состоянии все исполь-
зуемые связующие представляют собой
жидкости, которые должны образо-
вывать при смешивании с порошками
огнеупорной основы устойчивые су-
спензии, хорошо смачивать поверх-
ность моделей, не вступая во взаимо-
действие с модельным составом, по
возможности быстро высыхать и от-
верждаться на поверхности модельных
блоков, не претерпевая при этом зна-
чительной усадки и образуя прочные
пленки с высокой степенью адгезии
к поверхности зерен огнеупора.
Эти пленки не должны образовы-
вать с материалом основы легкоплав-
ких эвтектик и разупрочняться при
прокаливании, а также заливке обо-
лочек. Желательно, чтобы после за-
твердевания отливок такое разупроч-
230
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
16. Технические этилсиликаты для ЛВМ
Показатель
ЭТС-40
Высший сорт Первый сорт
ЭТС-32
Внешний вид
Плотность при 20 °C, г/см8
Содержание, % (мае. доля):
диоксида кремния
хлористого водорода, не более
Тетр аэтоксисил а на
Продолжительность гелеобразования,
мин
Прозрачная Допускает-
жидкость ся опалес-
ценция
1,05—1,07
Прозрачная
жидкость
40—42 38—42 31—34
0,05 0,1
Ю—15 —
180—280 —
Поставляется по ГОСТ 26371—84.
*2 Поставляется по ТУ 6-02-895—78.
нение наступало либо самопроизволь-
но, либо при воздействии легко до-
ступных средств без ущерба для ка-
чества отливок (например, под дей-
ствием воды, пара, горячих растворов
щелочей и вибрации). Связующие
должны быть пригодны для длитель-
ного хранения, не содержать токсич-
ных и взрывоопасных веществ, а
также продуктов, способных к само-
возгоранию и быть по возможности
дешевыми.
Большинству этих требований от-
вечают гидролизованные растворы
кремнийорганического продукта этил-
силиката (ЭТС).
Различные по составу ЭТС получают
при взаимодействии четыреххлористо-
го кремния и этилового спирта:
SiCl4 + 4С2Н6ОН (C2H6O)4Si +
+ 4НС1.
Основной продукт этой реакции
этерификации — этиловый эфир орто-
кремниевой кислоты или тетраэтокси-
силан (C2H5O)4Si является мономером,
который частично гидролизуется во-
дой, содержащейся во вводимом в ре-
акцию техническом этиловом спирте.
Продукты частичного гидролиза лег-
ко полимеризуются, образуя полимеры
преимущественно линейного строения,
в которых неорганические главные
цепи молекул, построенные из атомов
кремния и кислорода на основе очень
прочных силоксановых связей (—Si—
—О—Si—), обрамлены органическими
этоксильными группами (С2Н5О):
С2Н5О С2Н5О С2Н5О
СаНвО—Si—О—^i—О—!>i— ...
I I I
С2НВО С2НБО СаНвО
СаНвО
... —О—Si—ОС,НВ.
СаН»О
Общая формула таких полимеров
(C2H5O)2n+2SinOn_f.
Таким образом, этилсиликат
(ЭТС) — сложная по составу жидкость,
представляющая собой смесь тетра-
этоксисилана и образующихся в ре-
зультате процесса гидролитической по-
ликонденсации полимеров, а также
продуктов взаимодействия этоксиси-
ланов с выделяющимся в процессе
этерификации SiCl4 хлористым водо-
родом. Эти продукты в дальнейшем
гидролизуются, и хлор в них заме-
щается гидроксильными группами.
Наиболее широко применяют ЭТС-40
и ЭТС-32 (табл. 16).
Число, указанное в марке ЭТС,
соответствует среднему условному со-
Изготовление литейных форм
281
держанию диоксида кремния [% (мае.
доля)] и косвенно характеризует сте-
пень полимеризации образующих ЭТС
продуктов.
Отдельными партиями выпускается.
ЭТС-50, который является наиболее
высококонденсированным из опробо-
ванных в ЛВМ этилсиликатом [услов-
ное содержание диоксида кремния
52—54% (мае. доля)]. ЭТС-50, в от-
личие от ЭТС-32 и ЭТС-40 является
готовым концентрированным, стабиль-
ным при длительном хранении свя-
зующим, которое для использования
в суспензиях необходимо только раз-
бавить органическими растворителями.
Однако стоимость ЭТС-50 высока, а
выпуск ограничен. Разработаны го-
товые этилсиликатные связующие рас-
творы (ГС), прошедшие широкое про-
изводственное опробование.
Новочебоксарским химическим ком-
бинатом в соответствии с ТУ
6-02-1-583—88 выпускаются готовые
связующие марок — ГС20Э, ГС12Э и
ГС12И (цифра означает условное со-
держание в связующем SiO2, буква
Э — то, что связующее приготовлено
на этиловом спирте, И — на изо-
пропиловом).
Для приготовления связующих рас-
творов из ЭТС-32 и ЭТС-40 их подвер-
гают гидролизу и разбавляют до тре-
буемого оптимального содержания
SiO2.
Особенность этилсиликатов состоит
в том, что в зависимости от количества
вводимой в них при гидролизе воды,
а также от методики проведения ги-
дролиза можно получить различные
по составу и свойствам связующие.
По предложенной Я. И. Шкленником
классификации следует различать ги-
дролиз малым, средним и большим
количеством воды. Если условно счи-
тать стехиометрической нормой коли-
чество воды, при котором на каждую
этоксильную группу в реакции гидро-
лиза приходится 0,5 молекулы воды,
то введение ее в количестве, в 2 раза
меньшем стехиометрического, считает-
ся гидролизом малым количеством во-
ды; в количестве, в 1,1—1,4 раза боль-
шем стехиометрического, — средним
количеством; в 3 раза и более пре-
вышающем стехиометрическое — ги-
дролизом большим количеством воды.
При гидролизе малым количеством
воды в результате процессов гидроли-
тической поликонденсации образуются
связующие растворы, преимуществен-
но состоящие из линейных полимеров.
Они представляют собой истинные
растворы кремнийорганцческих соеди-
нений, пригодные для длительного
хранения (растворы Типа I).
В структуре полимеров, образующих
растворы типа I, имеется большое
количество негидролизованных это-
ксильных групп. Пленки таких свя-
зующих при сушке на воздухе пол-
ностью не отверждаются, так как
для этого необходимы догидролиз ли-
нейных полимеров и «сшивка» их
в полимеры сетчатого или простран-
ственного строения, для которых ха-
рактерно твердое состояние. Для бы-
строго протекания таких процессов
необходимо одновременное воздей-
ствие влаги и катализатора процесса
дальнейшей поликонденсации, что на
практике осуществляется обычно по-
дачей в сушильную камеру паров влаж-
ного аммиака. Отвержденные полиме-
ры образуют прочные и достаточно
эластичные пленки связующего, в ре-
зультате чего оболочки, изготовленные
с применением связующих типа I,
имеют высокую прочность (до 8—
10 МПа и более при статическом из-
гибе).
Связующие растворы типа II, об-
разующиеся при гидролизе средним
количеством воды, представляют собой
смесь истинных растворов кремний-
органических полимеров и коллоид-
ных растворов кремнекислот (орто-
кремневой и поликремневых). При
хранении таких гидролизованных рас-
творов вязкость их постепенно повы-
шается (тем быстрее, чем выше содер-
жание в растворе диоксида кремния).
Сушку слоев суспензий на таких
связующих необходимо проводить при
повышенной влажности воздуха, что
необходимо д.?я завершения процессов
гидролиза и поликонденсации содер-
жащихся в них полимеров. Чем выше
доля коллоидного раствора в составе
связующего, тем менее желательна
аммиачная сушка, так как аммиак
вызывает быстрое огеливание связую-
щего с захватом большого количества
жидкой фазы, удаление которой в про-
232
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
цессе сушки приводит к значительной
усадке и растрескиванию связующей
пленки. При нормальном протекании
процесса сушки прочность на изгиб
оболочек, изготовленных с примене-
нием связующих типа II, составляет
5—7 МПа, что в большинстве случаев
достаточно для сохранения их це-
лости на всех операциях технологиче-
ского процесса.
Образующиеся при гидролизе ЭТС
большим количеством воды связующие
типа III представляют собой коллоид-
ные растворы кремнекисл от. В этих
растворах самопроизвольно происхо-
дят процессы укрупнения коллоидных
частиц — мицелл, вплоть до превра-
щения связующего в желеобразный
клейкий гель. Однако даже при много-
кратном избытке воды в структуру
поликремневых кислот, образующихся
при гидролизе, входят негидролизо-
ванные этоксильные группы, которые
в некоторой степени стабилизируют
коллоидный раствор.
Гели обладают структурой рыхлой
пространственной сетки, образованной
благодаря межмолекулярным силам,
действующим между коллоидными ча-
стицами. При образовании гелей за-
хватывается значительное количество
жидкой фазы, заполняющей имеющие-
ся в структуре геля пустоты. Суще-
ственным недостатком золей кремне-
кисл от является склонность их к оге-
ливанию, определяющая малую жи-
вучесть суспензий, приготовленных с
их применением.
Другой недостаток связан с тем, что
при формировании оболочки в про-
цессе огеливания золя в слое суспен-
зии, нанесенном на модель и сушке его
испарение жидкой фазы сопровождает-
ся усадкой связующей пленки, об-
разованием в ней пор и трещин, в ре-
зультате чего прочность получаемых
оболочек в 2—3 раза ниже, чем при
использовании связующих первого ти-
па, и составляет обычно 2,5—4,0 МПа
при испытании на изгиб.
Сушка оболочек, изготовленных с
применением связующих типа III,
происходит на воздухе, без примене-
ния аммиака. Для ускорения процесса
предпочтительнее проводить сушку в
сухом, подогретом воздухе (насколько
это позволяет теплоустойчивость и
склонность к расширению модельных
составов) при активном воздухооб-
мене в сушильной камере.
Применяют различные методы про-
ведения процесса гидролиза. При раз-
дельном методе сначала проводят ги-
дролиз ЭТС, затем гидролизованный
раствор выдерживают до полного ох-
лаждения (так как процесс экзотерми-
чен и раствор нагревается до 50—
60 °C), после чего используют для при-
готовления суспензии.
При другом методе, получившем
наибольшее распространение в круп-
носерийном и массовом производстве,
процесс гидролиза совмещают с при-
готовлением суспензии.
Операции гидролиза предшествует
расчет количества материалов, необ-
ходимых для получения связующего
раствора и суспензии. В зависимости
от количества и состава гидролизуе-
мого этилсиликата, а также типа по-
лучаемого гидролизованного раствора,
определяют необходимое количество
воды, соляной кислоты и разбавителя.
Часто связующее готовят с примене-
нием в качестве разбавителей органи-
ческих растворителей (спирта, ацетона
и др.), хорошо растворяющих в себе
и воду, и этилсиликат, обеспечивая
равномерное протекание процесса ги-
дролиза.
Разработаны также методы получе-
ния гидролизованных растворов, в ко-
торых разбавителем является вода.
При расчете количества воды для
гидролиза по этоксильным группам,
содержащимся в гидролизуемом этил-
силикате, может быть использована
формула МАТИ—РПЗ:
хн,о = = °’004M'"a’
где Хщо — количество воды, вводи-
мое для гидролиза, кг; т — масса
гидролизуемого этилсиликата, кг; а —
содержание этоксильных групп в ги-
дролизуемом ЭТС, % (мае. доля);
18 — молекулярная масса воды; 45 —
суммарная масса атомов, образующих
этоксильную группу; М — эмпириче-
ский коэффициент, показывающий ко-
личество молей воды, приходящееся
на одну этоксильную группу.
Изготовление литейных форм
233
17. Рекомендуемые значения коэффициента М
Способ сушки
Значение коэффициента
М при содержании в ЭТС
этоксильных групп, %
(мае. доля)
60—65 св. 65
С применением паров влажного аммиака Воздушно-аммиачный, вакуумно-аммиачный (при 0,2—0,3 ♦ 0,3—0,4
активном воздействии влажного аммиака на форми- руемую оболочку) При малой концентрации аммиака в сушильной ка- 0,4—0,5 0,5—0,6
мере На воздухе, безаммиачное отверждение При регулируемой атмосфере (оптимальной влаж- 0,5—0,6 0,6—0,7
ности, температуре), а также активном воздухооб- мене в сушильной камере При нерегулируемой атмосфере в сушильном по- 0,7—0,8 0,8—1,0
мещении и более
Значение М (табл. 17) выбирают
в каждом конкретном случае с учетом
содержания этоксильных групп в ги-
дролизуемом этилсиликате, типа по-
лучаемого гидролизованного раствора
и метода сушки оболочки.
Количество соляной кислоты опре-
деляют из расчета, чтобы в готовом
связующем растворе содержание хло-
ристого водорода составляло ~0,3%
(мае. доля).
При определении необходимого ко-
личества разбавителя учитывают, что
после введения его в гидролизуемый
этилсиликат вместе с расчетным коли-
чеством воды содержание SiO2 в по-
лученном гидролизованном растворе
должно быть оптимальным. Обычно
при использовании ЭТС-32 готовят
гидролизованные растворы, содержа-
щие 16—20% SiO2, а в случае приме-
нения ЭТС-40 концентрация SiO2 в свя-
зующем может быть снижена до 10—
16%. При решении вопроса об опти-
мальном содержании диоксида кремния
в связующем учитывают необходимость
получения достаточно прочных обо-
лочек при экономном расходовании
дорогостоящего этилсиликата.
Определение количества компонен-
тов для получения связующих раство-
ров на 1 кг ЭТС можно проводить также
по номограмме Я. И. Шкленника
(рис. 21). Исходные данные—способ
сушки, необходимая прочность обо-
лочки, фактический состав ЭТС (по
паспорту или результатам анализа),
содержание SiO2.
Для определения количества воды X
на оси абсцисс находят точку, соответ-
ствующую содержанию SiO2 в ЭТС.
Проводят от нее вертикальную линию
до соответствующей (заштрихованной)
зоны «Вода» с учетом требуемого типа
раствора (см. выше классификацию).
Проведя из точки в выбранной зоне
«Вода» горизонталь влево, на оси
ординат находят требуемое количество
воды.
Количество органического разбави-
теля определяют на ординате справа,
в зависимости от требуемой концен-
трации SiO2 в связующем растворе,
показанной наклонными линиями.
В нижней части номограммы приве-
дена шкала для определения коли-
чества соляной кислоты (в зависимости
от содержания SiO2 в исходном ЭТС),
которое надо ввести в расчетное коли-
чество воды для гидролиза.
В ряде зарубежных стран помимо
ЭТС используют более дешевые —
метилсиликат и изопропилсиликат, го-
товые этилсиликатные связующие. При
234
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
Рис. 21. Номограмма для определения
количества ацетона (спирта), воды и
соляной кислоты для получения свя-
зующего на 1 кг ЭТС
литье деталей из высоколегированных
сталей и специальных сплавов при-
меняют в ряде случаев бескремнезе-
мистые связующие, получаемые из
алкоголятов циркония и алюминия.
Это позволяет при использовании в ка-
честве огнеупорной основы диоксида
циркония и электрокорунда получать
монооксидные оболочки, так как в
процессе химических превращений при
формировании оболочек указанные ал-
коголяты образуют связующие пленки
соответственно из ZrO2 и А12О3.
Большую группу связующих со-
ставляют неорганические соединения:
растворы силикатов (жидкое стекло),
кремнезоль, фосфатные связки и др.
Жидкое стекло (ЖС) — вязкая, клей-
кая жидкость, получаемая растворе-
нием в горячей воде силикатов натрия
или калия. В ЛВМ обычно используют
натриевое ЖС плотностью 1,5—
1,55 г/см8, в составе которого 32—
34,5% SiO2, оксида натрия 11,0—
13,5% и более 57% воды.
Важнейшим недостатком, исключаю-
щим возможность применения ЖС при
изготовлении высококачественных обо-
лочек форм, является содержание в нем
Na2O, образующего с материалом огне-
упорной основы форм, входящим в су-
спензию, легкоплавкие соединения,
резко снижающие огнеупорность обо-
лочек, вызывающие их разупрочнение
в процессе прокаливания и заливки,
а также возникновение пригара на
поверхности отливок. Так, кварцевые
формы на ЖС полностью разупроч-
няются при температуре 750—800 °C,
тогда как при температурах до 500 °C
они обладают прочностью, в 2—2,5 ра-
за превышающей прочность оболочек
на этилсиликатном связующем.
Не рекомендуется экономить доро-
гостоящий ЭТС, изготовляя «комби-
нированные оболочки», у которых пер-
вые один-два слоя изготовлены из
суспензий на этилсиликатном связую-
щем, а последующие — на жидкосте-
кольном. В этом случае опасность
деформации и разрушения оболочки
проявляется дважды: при температуре
около 200 °C, когда достаточно проч-
ная жидкостекольная оболочка пре-
терпевает усадку, а этилсиликатная —
расширяется, и при более высоких
температурах — в период, когда жид-
костекольная оболочка разупрочняется
и прочность сравнительно тонкого об-
лицовочного слоя на этилсиликатном
связующем оказывается недостаточной
для предотвращения разрушения всей
формы.
К недостаткам оболочек форм на
ЖС относится приобретение ими вы-
сокой прочности после заливки и ох-
лаждения ниже температуры 400—
500 °C, т. е. оболочки становятся не-
податливыми, затрудняют усадку от-
ливок, вызывают образование в них
внутренних напряжений и трещин.
Разработано несколько способов об-
работки окончательно сформированной
на поверхности модельных блоков
жидкостекольной оболочки, при ко-
торых она подвергается воздействию
растворов кислот или солей, связы-
вающих ионы натрия и калия с обра-
зованием безопасных для качества
Изготовление литейннх форм
236
формы соединений (например, NaCl).
В результате повышается огнеупор-
ность оболочек, уменьшается опасность
нежелательного взаимодействия зали-
ваемого металла с материалом формы.
Так, по технологии Ростовского
НИИТМ жидкостекольные оболочки
обрабатывают (закрепляют) в подкис-
ленном НС1 растворе оксихлорида алю-
миния с образованием в оболочке
алюмосиликатного связующего:
Na2O-2SiOa + А12(ОН)5С1 +
+ НС1 Al2O3-2SiOa-2HaO +
+ Н2О + 2NaCl.
Далее, без повторной сушки, вы-
плавляют модели и прокаливают обо-
лочки. При 100—ПО °C из них уда-
ляется гигроскопическая влага, при
500—600 °C происходит дегидратация
гидросиликатов алюминия.
Разработаны способы получения ря-
да разновидностей неорганических свя-
зующих при использовании ЖС в ка-
честве исходного материала. Наиболь-
шее практическое значение имеет крем-
незоль, полученный двухстадийным
процессом .‘.обработкой жидкого стекла
ионообменными смолами для удаления
ионов Na с последующим упариванием
золя низкой концентрации до содер-
жания 30—40% SiO2. Такие кремие-
золи являются мелкодисперсными и
содержат стабилизаторы, обеспечиваю-
щие длительное хранение этих свя-
зующих. Высокая концентрация в них
двуокиси кремния обеспечивает по-
лучение оболочек с достаточно высо-
кими прочностными свойствами — до
5—7 МПа при статическом изгибе.
Однако кремнезоли становятся не-
пригодными для использования при
воздействии низких температур, что
затрудняет их транспортирование и
хранение в зимних условиях. Ведутся
работы по созданию морозостойких
кремнезол ей.
Используемые в производстве огне-
упоров фосфатные связующие: алюмо-
фосфатные (АФС; например А12О3Х
X пР2Об); хромофосфатные (ХФС; на-
пример Сг(Н2РО4)2-пН2О); алюмохро-
мофосфатные (АХФС; например
А12О3-Сг2О3-2Р2Об) также прошли
промышленное опробование в ЛВМ,
однако опасность их вредного воздей-
ствия на человеческий организм ста-
вит под сомнение возможность в даль-
нейшем широкого применения этих
связующих при изготовлении оболочек
форм.
Вне зависимости от состава связую-
щего в процессе приготовления су-
спензий необходимо тщательное пере-
мешивание его с пылевидной огне-
упорной основой. Мелкозернистые по-
рошки применяемых огнеупоров, раз-
мер зерен которых часто измеряется
микрометрами, склонны к комкова-
нию под воздействием поверхностных
сил притяжения или повышенной влаж-
ности. Задача состоит в том, чтобы
смочить связующим поверхность каж-
дой отдельной частицы, обеспечив та-
ким образом максимальное использо-
вание упрочняющего действия свя-
зующего при формировании оболочки.
Следует отметить также, что теку-
честь суспензии, определяющая спо-
собность ее хорошо смачивать и пол-
ностью покрывать равномерным слоем
поверхность моделей, резко снижается
при наличии в ней большого количе-
ства агрегатированных (т. е. скомко-
вавшихся) частиц. Это приводит к не-
обходимости увеличивать в составе
суспензии долю жидкой фазы, что
вызывает неоправданное повышение
расхода дорогого связующего и при-
водит к значительной усадке при
сушке слоев суспензии, образованию
трещин в пленке связующего, сниже-
нию прочности оболочки формы. Чем
активнее и длительнее перемешиваются
компоненты суспензии, тем более по-
вышается ее текучесть и появляется
возможность повысить степень напол-
нения суспензии порошком огнеупор-
ной основы, следовательно, увеличить
прочность оболочки и сократить про-
явление нежелательных усадочных яв-
лений при ее формировании.
При использовании в качестве огне-
упорного наполнителя пылевидного
кварца соотношение твердой и жидкой
фаз [% (мае. доля)] в среднем равно
соответственно 70 и 30. Большое зна-
чение при выборе этого соотношения
имеют плотность огнеупора и тон-
кость помола его порошка, косвенно
оцениваемая размером удельной по-
верхности последнего. Так, постав-
ляемый для ЛВМ пылевидный кварц
236
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
Рис. 22. Схема гидролизера и смесителя для приготовления суспензии (уста-
новка 661):
1 — бак; 2 лоток для пылевидного материала; 3 — пневмоцилиндр; 4 — пусковое
устройство; 5 —> кран включения гидропривода; 6 — гидропривод поворота бака; 7 —
электродвигатель; 8 — крыльчатка смесителя
имеет удельную поверхность 3000—
4500 см2/г, а силлиманит — до
6500 см2/г и даже более.
Практически текучесть суспензии
в цеховых условиях оценивают по
ее условной вязкости, определяемой
временем (с) истечения суспензии из
воронки 33-4 (ГОСТ 8420—74) вме-
стимостью 100 см3 с калиброванным
выходным отверстием диаметром (4 db
± 0,02) мм. В зависимости от состава
суспензии и ее назначения (напри-
мер, для какого слоя она используется
и какова конфигурация моделей) оп-
тимальная вязкость суспензий может
изменяться от 20—30 до 60—80 с
и даже более.
Для приготовления суспензий ис-
пользуют специальное оборудование,
например, в виде поворотных охла-
ждаемых- баков с лопастными смеси-
телями либо в виде герметично закры-
ваемых барабанов со шнековыми сме-
сителями.
Для приготовления суспензий обыч-
но используют установку 661 перио-
дического действия конструкции
НИИТАвтопрома (рис. 22) и автома-
тический агрегат 662А (рис 23).
Охлаждаемый в процессе работы,
снабженный гидропроводом для пово-
рота при сливе готовой суспензии
бак установки периодического дей-
ствия 661 имеет вместимость 0,63 м8.
Изготовление литейных форм
237
Число оборотов крыльчатки смесителя
2800 мин*1, Установку используют
для приготовления суспензий и гидро-
лизованных растворов ЭТС-
Агрегат 662А предназначен для со-
вмещенного процесса гидролиза и при-
готовления суспензии,- осуществляемо-
го непрерывно, и используется обычно
в типовых автоматических линиях
ЛВМ, спроектированных в НИИТАв-
топроме и широко используемых при
крупносерийном и массовом произ-
водстве (в автомобилестроении, сель-
скохозяйственном машиностроении,
тракторостроении и др-)- В агрегате
предусмотрено непрерывное дозирова-
ние жидких компонентов связующего,
предварительное перемешивание их,
дозирование огнеупорного пылевид-
ного наполнителя суспензии и при-
готовление последней.
Расходные бачки для суспензии
снабжают также смесителями с крыль-
чатками, что исключает оседание твер-
дой фазы, и капельницами для ком-
пенсации испарения летучих раствори-
телей. После нанесения суспензии по-
гружением блок получает вращатель-
ное движение для ее равномерного
растекания и обсыпается песком. На
автоматических линиях эта операция
проводится без съема блоков с цепи
конвейера с помощью специальных
копиров либо манипуляторами, а в
цехах мелкосерийного производства —
вручную. Используют также роботизи-
рованные комплексы, особенно при
изготовлении крупных форм.
Для обсыпания слоев суспензии
применяют пескосыпы различных кон-
струкций: барабанные (рис- 24), . эле-
ваторные и с псевдоожиженным слоем
песка (см. рис 23), получившие наи-
большее распространение. В таких
пескосыпах подаваемый через донную
мелкопористую (например, из войло-
ка) прослойку под небольшим избы-
точным давлением сжатый воздух при-
водит загруженный в бак пескосыпа
песок во взвешенное состояние.
Глубина псевдоожиженного слоя со-
ставляет обычно 0,5—1,0 м, что обес-
печивает возможность полного погру-
жения в него модельного блока. Пре-
бывающие в пульсирующем движении
песчинки налипают со всех сторон
на поверхность покрытого слоем су-
Рис. 23. Схема агрегата 662А для
непрерывного приготовления совме-
щенным способом суспензии на этил-
силикатном связующем:
1 — расходный бак растворителя; 2 —
регулирующие клапаны; 3 — переливные
патрубки; 4 — расходный бак ЭТС; 5 —
трубопроводы для подачи жидких компо-
нентов в промежуточный смеситель; 6 —
расходный бак с подкисленной водой;
7 — насосы; 8 — игольчатый кран для
установления расхода жидких компонен-
тов; 9 — ротаметры; 10 ~ переливной пат-
рубок для выдачи готовой суспензии;
11 — крыльчатки смесителя; 12 — сме-
ситель; 13 — лоток подачи пылевидной
составляющей; 14 — конвейер подачи в
смеситель пылевидного материала; 15 —>
бункер; 16 — винтовое устройство; 17 —
перемещающаяся заслонка, регулирующая
подачу пылевидного материала; С — про-
межуточный смеситель жидких компонен-
тов
спензии модельного блока, частично
внедряясь в этот слой. Для лучшего
проникновения обсыпочного материала
в горизонтально расположенные от-
верстия моделей корпусу пескосыпа
сообщаются колебания в горизонталь-
888
ЛИТЬВ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
о)
5)
Рис. 24. Схемы устройства пескосыпов:
а — барабанный пескосып: 1 — вытяжной зонт; 2 — вращающийся барабан с песком;
3 — каркас; 4 — редуктор; 5 — электродвигатель; 6 — ролик; 7 — сетка барабана;
8 — лотки, обеспечивающие подъем и сброс песка через сетку; б — пескосып с псевдо-
кипящим слоем песка: 1 — корпус пескосыпа; 2 — трубка подачи сжатого воздуха;
3 — пористая прослойка (войлок и др.); 4 — коробка вентиляционного устройства; S —
патрубок для выгрузки песка; 6 — манометр
ном направлении с помощью специаль-
ных вибраторов.
Каждый слой суспензии после на-
несения на него обсыпочного мате-
риала просушивается по режимам,
оптимальным для применяемого со-
става связующего, Так, для связую-
щих первого типа проводят вакуумно-
аммиачную сушку, длительность ко-
торой для каждого слоя 30—40 мин.
В случае применения ЭТС-связующих
на водных разбавителях и кремнезоля
сушка слоя для удаления не менее
90% жидкой составляющей суспен-
зии может продолжаться до 6 ч и
более.
Удаление моделей и прокаливание
оболочек форм. Модель удаляют после
того, как на блоке полностью сформи-
руется керамическая многослойная
оболочка требуемой толщины (обычно
не менее средней толщины стенки от-
ливки). Модели из воскоподобных со-
ставов выплавляются, солевые—рас-
творяются в воде, пенополистироло-
вые — выжигаются.
Для выплавления используют каме-
ры, в которых покрытые оболочкой
модельные блоки обогреваются горя-
чим воздухом или паром. Широкое
распространение получили методы вы-
плавления модели в горячей воде
(для модельных составов с низкой
температурой плавления, не превы-
шающей 70—75 °C) и в расплаве мо-
дельного состава, перегретом на 30—
50 °C выше точки его плавления (для
более тугоплавких составов).
Получил широкое распространение
и метод выплавления перегретым па-
ром. Эта операция выполняется в ав-
токлавах под высоким давлением при
температуре до 120 °C и более. Повы-
шенное давление способствует значи-
тельной интенсификации теплообмена
между паром, оболочкой и моделью.
Длительность процесса выплавления
модельного состава (в зависимости от
размеров моделей, толщины оболочки,
свойств модельного состава) сокраща-
ется до 5—20 мин вместо 30—50 мин
и более при выплавлении горячим
воздухом или в воде.
Удаление моделей может быть вы-
полнено с использованием СВЧ на-
грева. Основным достоинством наи-
Особенности плавки сплаврв и заливки форм
239
более совершенных методов выплав-
ления модельных составов является
то, что при их применении быстро
оплавляется слой моделей, непосред-
ственно прилегающий к поверхности
оболочки. Между оболочкой и основ-
ной массой еще не расплавившейся
модели образуется зазор, что исклю-
чает в дальнейшем разрушение или
деформацию оболочки под давлением
расширяющегося модельного состава.
При удалении выжигаемых модель-
ных составов необходимо обеспечить
условия для полного сгорания, для
чего в рабочее пространство прокалоч-
ных устройств необходимо подавать
воздух, кислород или водяной пар
(метод ХФ ВНИИЛитмаш).
Для выплавления модельного со-
става, помимо пароавтоклава, исполь-
зуют также установку 672, входящую
в состав типовой автоматической линии
по изготовлению оболочек форм (уста-
новка непрерывного действия, кон-
вейерного типа). Выплавление мо-
дельного состава на ней выполняется
автоматически, в процессе перемеще-
ния модельных блоков с нанесенной
на них оболочкой цепным конвейером
вдоль ванны, заполненной выплавляю-
щей средой — горячей водой или рас-
плавом модельного состава. Произ-
водительность установки при скорости
конвейера 2,13 м/мин и шаге под-
весок конвейера 640 мм составляет
200 блоков в час- Предусмотрена
возможность работы конвейера на трех
скоростях: 2,13; 1,42' и 1,069 м/мин.
Шаг подвесок на цепи конвейера может
составлять 640, 480 и 320 мм; макси-
мальная высота оболочки формы
500 мм.
Выплавляющая среда нагревается
паром, подаваемым по замкнутой си-
стеме труб под давлением 0,6 МПа
(температура пара 198 °C). Исполь-
зуемая ванна состоит из двух секций.
Рабочая температура выплавляющей
среды 120 °C (для модельного состава)
и для воды 95 °C.
Режимы прокаливания выбирают с
учетом разновидности формы и свойств
образующих ее материалов. Однако
минимальная температура, до которой
необходимо нагреть форму для удале-
ния органических остатков модель-
ного состава и этилсиликатного свя-
зующего, во всех случаях одинако-
ва — 850—950 °C.
Исключение составляет прокалива-
ние в вакууме и в высокотемператур-
ном псевдоожиженном слое огнеупорно-
го материала, когда процессы возгонки,
деструкции или окисления удаляемых
из формы продуктов значительно ин-
тенсифицируются. Это позволяет не-
сколько снизить температуру прокали-
вания формы. Так, при литье деталей
из алюминиевых сплавов в кварцевые
формы применение прокаливания в
вакууме или псевдоожиженном слое
горячего песка ограничивается на-
гревом оболочек до 500—550 °C, т. е.
не достигают температуры полиморф-
ных превращений кварца, следова-
тельно, исключают опасность растре-
скивания оболочек по этой причине.
Стабильности высокое качество ли-
тейных форм может быть обеспечено
только при тщательной организации
контроля материалов и технологиче-
ского процесса на всех стадиях —
от входного контроля огнеупорной
основы, этилсиликата, разбавителей
гидролизованных растворов до кон-
троля суспензий и керамических обо-
лочек как в процессе их формирова-
ния, так и в готовом состоянии.
Применяют многочисленные спосо-
бы контроля. Некоторые из них стан-
дартизованы [5].
7. Особенности плавки
сплавов и заливки форм
Способы ЛВМ изготовляют отливки
практически из всех литейных спла-
вов — черных (различных сталей и
чугунов) и цветных [алюминиевых,
магниевых, медных, жаропрочных на
основе никеля и кобальта, титановых,
бериллиевых, ниобиевых и др. J.
В ювелирном производстве и стома-
тологии способ ЛВМ широко исполь-
зуют при изготовлении отливок из
сплавов благородных металлов (зо-
лота, серебра и платины). Однако
основную номенклатуру (около 80%
общего выпуска отливок по выплав-
ляемым моделям) составляют мелкие
стальные детали из конструкционных
углеродистых и легированных сталей.
Специфика ЛВМ оказывает значи-
тельное влияние на выбор методов
240
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
плавки. Так как прокаленные формы
поступают на заливку (даже в усло-
виях массового производства) мелкими
партиями и подлежат заливке в тече-
ние нескольких минут, значительное
распространение получили индукцион-
ные плавильные печи небольшой вме-
стимости (обычно до 250 кг). В спе-
циальных отраслях машиностроения,
например, для отливки в вакуумных
плавильно-заливочных установках де-
талей из жаропрочных сплавов плавку
готовят для заливки одной формы,
металлоемкость которой составляет
обычно не более 15—20 кг- В связи
с высокими требованиями к качеству
металла в этом случае расплавляют
тщательно подготовленную мерную
шихтовую заготовку, химический со-
став которой полностью соответствует
составу требуемого литейного сплава,
а процесс плавки состоит в быстром
расплавлении заготовки, введении в
расплав раскислителя и последующей
заливке формы при оптимальной тем-
пературе.
Необходимость ведения плавки и
заливки в вакууме связана обычно
с наличием в составе сплава легко
окисляющихся, образующих оксидные
плены компонентов (алюминия, ти-
тана и др.). Однако большинство
сплавов плавят в печах открытого
типа. Технические характеристики ин-
дукционных плавильных печей для
плавки сталей, наиболее широко ис-
пользуемых в ЛВМ, приведены в
табл 18-
Повысить качество выплавляемых
сталей можно применением усовер-
шенствованных методов плавки, на-
пример плазменно-индукционного.
В ИПЛ АН УССР создана на базе
печи ИСТ-0,16 плазменно-индукцион-
ная установка, применение которой
благодаря дополнительному нагреву
позволяет сократить продолжитель-
ность плавки и повысить производи-
тельность печи при одновременном
повышении качества металла и сокра-
щении удельного расхода электроэнер-
гии.
Повышение качества сплава дости-
гается плавкой его в защитной атмо-
сфере инертного аргона, выполняю-
щего роль плазмообразующего
газа.
Для плавки алюминиевых сплавов
в производстве ЛВМ наиболее часто
используют поворотные тигельные пе-
чи сопротивления САТ-0,15А (вмести-
мость тигля 150 кг, мощность транс-
форматора 40 кВт, габаритные раз-
меры 1,75X1,34X2,3 м).
Применяют также более экономич-
ные индукционные печи (например,
индукционные тигельные печи
ИПА-250).
Техническая характеристика
индукционной тигельной
печи ИПА-250
Вместимость тигля, кг 250
Время плавки в горя-
чем тигле, мин .... ПО
Частота тока, Гц . . . 50
Средняя сила тока сети,
А....................... 270
Средняя мощность, кВт 70
Удельный расход элек-
троэнергии, кВт-ч/т. . 450
Габаритные размеры, м 1,5X2,0Х 1,6
КПД, % ....... 70 и более
Методом ЛВМ из алюминиевых спла-
вов обычно изготовляют детали от-
ветственного назначения (для точного
приборостроения, авиационной техни-
ки и т. д.). Поэтому предъявляются
высокие требования к качеству шихты
и ее подготовке, соблюдению рацио-
нальных режимов плавки, защите спла-
ва от газонасыщения и окисления
в процессе расплавления и нагрева
до оптимальной температуры заливки.
Расплавы подвергают рафинированию,
а также модифицированию в целях
измельчения структуры для повышения
прочностных и пластических свойств
металла отливки. Подробно способы
обработки алюминиевых сплавов в це-
лях их дегазации и улучшения струк-
туры отливок описаны в специальной
литературе.
В целях повышения качества алю-
миниевых отливок, изготовляемых ме-
тодом ЛВМ, температуру прокален-
ных оболочек форм снижают перед
заливкой до 100—300 °C, применяют
фильтрацию расплава, заливку через
выемной металлопровод (см. рис. 6),
заливку под низким давлением и ва-
куумным всасыванием, вакуумно-ком-
прессионным способом.
Особенности плавки сплавов и заливки форм
241
18. Технические характеристики индукционных плавильных
печей для плавки стали [5]
Индук- ционная печь Вместимость тигля по стали, кг Преобразо- ватель частоты Выходная мощность преобразователя, кВт Частота тока кон- турной цепи, Гц Номинальное на- пряжение питаю- щей цепи, В Производитель- ность по переплаву и перегреву, т/ч Расход воды на охлажде- ние, м3/ч Масса электропе- чи, т Число печей в ком- плексе 1
индук- тора конден- саторных батарей преобра- зователя
ИСТ-0,06 60 ВПЧ-100-2,4 ТПЧ-100-2,4 100 2400 380 0,13 0,13 0,24 1,2 1,2 1,8 0,6 0,6 1,0 2,5 2,0 2,0 1,6 2
ИСТ-0,16 160 ТПЧ-160-2,4 160 0,265 1,8 2,8 4,0 2,0
ОПЧ-250-2,4 250 2400 380, 600, 3000 или 6000 0,41 2,5 3,8 1
ТПЧ-320-1 320 1000 380 0,50 3,1 5,5
ИСТ-0,25 250 ОПЧ-250-2,4 250 2400 380, 600, 3000 или 6000 0,38 2,25 3,3 4,0 2,4
ТПЧ-320-1 320 1000 380 0,47 2,5 4,8 5,5
ОПЧ-500-1 500 1000 3000 или 6000 0,81 3,7 7,5 4,0 3,0
Примечания: 1. Преобразователи частот: ОПЧ — однофазный;
ВПЧ — вращающийся; ТПЧ — тиристорный (статический).
2. Напряжение контурной цепи в печах всех типов 800—1000 В.
Из сплавов титана по выплавляемым
моделям получают преимущественно
сложные по конфигурации тонкостен-
ные отливки, используя графитовые
формы на смоляном коксующемся свя-
зующем (обычно раствор фенолофор-
мальдегидной смолы), либо из огне-
упорных оксидов на этилсиликатном
связующем. В последнем случае вну-
треннюю поверхность оболочек форм
во избежание взаимодействия их с ти-
таном покрывают пироуглеродом. При-
меняют также формы из кокса. Тита-
новые сплавы обычно получают в ва-
куумных дуговых плавильно-заливоч-
ных установках, например в ДВЛ-250
[10]. В этой установке с расходуемым
титановым электродом и графитовым
охлаждаемым гарнисажным .тиглем
вместимостью 400 кг размещены две
центробежные заливочные машины со
скоростью вращения столов 200—
400 об/мин. Величина рабочего вакуума
характеризуется остаточным давлением
0,133—0,666 Па. Наличие в установке
двух центробежных заливочных машин
повышает ее производительность, так
как во время охлаждения отливок
ш
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
в формах, залитых на одной машине,
ведется плавка для заливки форм,
установленных на другой.
Улучшение заполняемости распла-
вом форм при изготовлении тонко-
стенных отливок может быть обеспе-
чено не только воздействием на него
центробежных сил, но и давлением
нейтрального газа либо с помощью
МГД-насоса постоянного тока. Канал
насоса, являющийся частью литни-
ковой системы, может располагаться
вертикально или горизонтально. Раз-
виваемое насосом в расплаве давление
можно подсчитать по формуле £10]
В /, 4iBQ \
P~~hR\I h~)>
где В — индукция магнитного поля;
/ — сила тока в канале; qi — дина-
мическая шунтирующая проводи-
мость; Q — расход металла в канале;
А — толщина канала; R — статиче-
ский параметр (/? = 0,84-0,9 в за-
висимости от конструкции насоса).
Центробежную заливку различными
сплавами, в том числе сталями, форм
по выплавляемым моделям применяют
не только в целях улучшения их за-
полняемости, но и для повышения проч-
ности металла отливок за счет луч-
ших условий их питания в процессе
кристаллизации. В этих же целях
применяют заливку форм под низким
давлением или методом вакуумного
всасывания.
Возможность изготовления по вы-
плавляемым моделям оболочковых
форм, обладающих высокими проч-
ностью, термостойкостью и огнеупор-
ностью позволяет использовать их для
получения отливок методами направ-
ленной кристаллизации и монокри-
сталлических отливок»
8. Выбивка, обрезка,
очистка отливок и контроль
их качества
Выбивка и обрезка отливок. Наибо-
лее высокое качество имеют отливки,
охлаждаемые медленно. При исполь-
зовании душирования или других ус-
коренных способов охлаждения в от-
ливке повышаются внутренние напря-
жения, а иногда появляются тре-
щины.
После охлаждения блоки отливок
выбивают на выбивных решетках или
в поворотных машинах с приспособле-
ниями для просева возврата опорного
наполнителя.
Выбитые блоки отливок очищают
от оболочек ударами по литниковой
воронке либо вручную, либо на спе-
циальных вибрационных установках.
После такой очистки оболочка оста-
ется в отверстиях, пазах и подну-
трениях отливок.
В крупносерийном производстве при-
меняют: механизированную поточную
линию заформовывания оболочек, про-
каливания их, заливки форм, охла-
ждения и выбивки отливок конструк-
ции ЗИЛ; комплексную механизиро-
ванную поточную линию 675А про-
каливания, формовки, заливки обо-
лочек форм, выбивки и охлаждения
отливок.
Отделение отливок от стояка (лит-
никовой системы) проводят следую-
щими способами: на вибрационных
установках, на металлорежущих стан-
ках, на прессах, газопламенной и
анодно-механической резкой.
В крупносерийном и массовом про-
изводстве мелких стальных отливок
применяют автоматическую линию 693
конструкции НИИТАвтопрома для
очистки отливок от оболочки и от-
деления их от стояка [5].
Большими преимуществами обладает
способ отделения отливок на прессах,
при котором стояк с отливками про-
давливают через отрезную трубчатую
фильеру.
Для отрезки прибылей от крупно-
габаритных отливок используют га-
зопламенную или анодно-механиче-
скую резку. Газопламенной резкой
не рекомендуется отрезать отливки
из-за возникающих в них термических
напряжений и деформаций, а на по-
верхности — брызг расплавленного ме-
талла. Анодно-механическая резка не
имеет указанных недостатков.
Очистка отливок является обязатель-
ной операцией, так как после предва-
рительной выбивки до 10% оболочки
остается в отверстиях, пазах и под-
нутрениях отливок.
Выбивка, обрезка, очистка отливок и контроль их качества 343
По способу воздействия на очищае-
мую отливку, изготовленную по вы-
плавляемым моделям, применяемые
способы очистки подразделяются на
механические, химико-термические и
комбинированные.
Способы очистки отливок от оболо-
чек, применяемые в СССР и за рубе-
жом, наиболее полно рассмотрены в ра-
боте [5].
Наибольшее распространение из ме-
ханических способов получили спо-
собы очистки дробью, металлическим
песком, гидроабразивная и виброочи-
стка; из химико-термических — очи-
стка в растворах и расплавах щелочей.
Целесообразно использовать комбини-
рованную ступенчатую очистку (на-
пример, вначале механическую, а за-
тем — химическую), в результате чего
длительность, трудоемкость и стои-
мость этой финишной операции резко
сокращается и улучшается качество
отливок.
Перспективным является использо-
вание ультразвука Однако необхо-
димость применения сложных и до-
рогих ультразвуковых генераторов
больших мощностей сдерживает рас-
пространение способа.
Вредную операцию выщелачивания
стремятся максимально механизиро-
вать, для чего предложены механизи-
рованные установки двух типов: кон-
вейерные и барабанные. Конвейерная
установка высокой производительно-
сти (200—450 кг/ч) работает на ПО
ЗИЛ. Из установок барабанного типа
следует отметить: установку 695 с вра-
щающимся барабаном производитель-
ностью 300—350 кг отливок в час;
установку с барабаном периодического
действия, в которую для ускорения
очистки вместе с отливками загружают
металлическую дробь; автоматическую
установку 6Б95 с барабаном непре-
рывного действия, в каждой секции
которого выщелачиваются отливки од-
ного наименования без забивания
острых кромок.
Из механических способов следует
отметить очистку отливок высокона-
порной водяной струей, паром в гер-
метичной камере, сыпучим наполни-
телем под давлением, шариками из
натриево-известнякового стекла, ко-
сточками вишен, абрикосов и др. Эффек-
тивность очистки шариками и косточ-
ками, в том ’'ясле труднодоступных
участков отливок, обеспечивается мно-
гократным их отскоком от поверх-
ности отливок при ударе.
Отливки из сплавов на основе алю-
миния, во избежание их повреждения,
часто очищают наиболее надежным
ручным способом с применением раз-
личных приспособлений.
Из химических способов применяют
очистку алюминиевых обливок в 30—
50%-ном водном растворе бифторида
калия, помещая их поочередно в хо-
лодный и горячий ряст юры. .Алюми-
ниевые отливки очищают также в рас-
плаве обезвоженной щелочи, так как
при 400—550 с С он практически
взаимодействует с алюминием.
С целью облегчения очистки алюми-
ниевых отлнвоя необходимо формо-
вать оболочки форм из материал щ не
взаимодействующих с расплавами алю-
миния, однако растворяющихся в
инертных к алюминию растворите-
лях.
В Институте проблем лшья АН
УССР разработана технология изго-
товления легкораз} прочил ющихся в
воде многослойных ооолочек, содер-
жащих в своей cxp^KiVpe поваренную
соль NaCI. Кроме легкого удаления
такой оболочки, получен и другой по-
ложительный эффект. расплавившаяся
при прокаливании н течение 20—
30 мин сл)лъ цемешируег ырук.ору
оболочки, значшельнс .повышая ее
ПрОЧНОСТЬ, ЧТО ИСЗВОЛШТ НрсВцШЬъ
заливку такой оболочковой формы
без опорного наполнителя.
Бой оболочек из кварцевых мате-
риалов чаще всего выорасывают в от-
вал (иногда применяют в виде опор-
ного формовочною материала); мате-
риалы оболочек и’ копунда и циркона
подвергают регенерации и используют
повторно для изготовления второю
и последующих слоев ооолочки. Для
этого применяют, например, установку
«Sweco» фирмы Orbis Ahotr> (США).
Контроль отписок. Преть' ритсльиый
визуальный контроль отливок, позво-
ляющий выявить грубые дефекты на
их поверхности — недоливы, неспаи,
засоры и др., являющиеся браковоч-
ным признаком, проводят нуи вы-
бивке бликов» их предварительной
244
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
очистке и отделении литниковой си-
стемы.
Окончательно отливки контролиру-
ют после полной их очистки от остат-
ков керамической оболочки. Методы
контроля выбирают с учетом назначе-
ния отливок, требований к их размер-
ной точности и качеству. Отливки
неответственного назначения, испыты-
вающие в процессе эксплуатации не-
высокие нагрузки, подвергают обычно
визуальному контролю и проверке
отдельных размеров с помощью спе-
циальных кондукторов, шаблонов и
универсального измерительного ин-
струмента.
Детали, работающие в условиях
высоких механических нагрузок, по-
вышенных температур и агрессивных
сред (например, лопатки газовых тур-
бин из жаропрочных сталей и спла-
вов), основные рабочие поверхности
которых в дальнейшем не обрабаты-
ваются режущим инструментом, под-
вергаются всесторонней комплексной
проверке. В этом случае выполняют
визуальный контроль и измерения
ограниченных допусками размеров, а
также определяют химический состав
металла каждой плавки и механические
свойства на специальных образцах,
отлитых либо отдельно, либо с бло-
ком отливок; осуществляют радиогра-
фический, радиоскопический и аку-
стический контроль для выявления
внутренних дефектов, а также цветную
дефектоскопию или люминесцентный
контроль для обнаружения поверх-
ностных, проникающих в отливку де-
фектов, не выявляемых визуально.
Применяют также контроль вихре-
выми токами, контроль на герметич-
ность, контроль с помощью ударных
нагружений и вибрационного воздей-
ствия и др.
Подробно методы контроля отливок,
изготовляемых ЛВМ, а также наи-
более характерные дефекты, причины
их возникновения и методы пред-
упреждения описаны в работе [5 ].
9. Комплексная механизация
и автоматизация процесса ЛВМ
Комплексно-механизированные и
автоматизированные линии ЛВМ были
впервые в мировой практике созданы
в нашей стране в автомобильной про-
мышленности для крупносерийного и
массового производства мелких сталь-
ных отливок. Типовая комплексно-
автоматизированная линия конструк-
ции НИИТ Автопрома, предназначен-
ная для выпуска 2—2,5 тыс. т отли-
вок массой до 1,5—2 кг, приведена на
рис. 25. Оборудование, входящее в со-
став линии, изготовляется централи-
зованно Молдавским ПО «Литмаш»
им. С. М. Кирова (г. Тирасполь).
Серийно выпускают установки 651,
652А и 61701 для приготовления па-
стообразных выплавляемых модельных
составов с температурой плавления
компонентов не более 90 °C. Так, вы-
сокопроизводительный автомат 61701
производит до 0,2 м3/ч пастообразного
состава, имеет устройства для рас-
плавления, перемешивания и накопле-
ния расплава компонентов модельной
композиции, подачи его в шестерен-
ные смесители и получения пасты
с содержанием до 20% (объем, доля)
мелкодисперсных воздушных включе-
ний, накопления пасты и передачи ее
пневматическими насосами к автома-
там для изготовления моделей. Для
выполнения последней операции вы-
пускают десятипозиционный карусель-
ный автомат 653, а также автоматы:
секционный 61101 и поворотный 61201
с десятью одновременно устанавливае-
мыми пресс-формами с порционными
шприцами.
Помимо универсальной установки
661 для порционного приготовления
суспензии (см. рис. 22) и агрегата 662А
для непрерывного приготовления су-
спензии на этилсиликатном связую-
щем совмещенным методом (см. рис. 23)
выпускают автоматическую линию из-
готовления оболочек. Она оснащена
автоматами 6А67 для нанесения на
блоки моделей и обсыпки песком слоев
суспензии без съема блоков с цепного
конвейера, камерой 6А82 воздушно-
аммиачной сушки и ванной 672 вы-
плавления моделей в горячей воде или
расплаве модельного состава.
Автоматы 6А67, число которых со-
ответствует числу наносимых слоев
на оболочковые формы (обычно наносят
пять слоев), камера 6А82 и ванна 672
образуют агрегат. Связь между ними
осуществляется конвейером» проходя-
Механизация и автоматизация процесса ЛВМ
245
щим через модельное отде-
ление, где на него навеши-
вают собранные модельные
блоки. Особая конструкция
подвесок конвейера обеспе-
чивает выполнение им,
помимо транспортных функ-
ций, также манипуляций с
блоками — их подъем, опу-
скание, перевод в наклонное
положение и вращение на
операциях нанесения слоя
суспензии и обсыпки его.
Комплексная механизиро-
ванная поточная линия
675А (рис. 25) пред-
назначена для прокалива-
ния оболочек, закрепляемых
на специальных подвесках
из жаропрочной стали, в
проходной нагревательной
печи, заформовывания их
в горячий опорный мате-
риал на карусельной уста-
новке, заливки в наполни-
теле, извлечения из него
затвердевших блоков от-
ливок и их охлаждения.
В рассматриваемой линии
предусмотрено также отде-
ление отливок от литнико-
вой системы с одновремен-
ной очисткой от оболочки
формы, для чего может быть,
использована автоматиче-
ская установка конструк-
ции НИИТАвтопрома с ме-
ханизмами очистки отливок
и отделения их от стояка
специальным инструментом
(с помощью гидравлического
пресса).
Предусмотрен выпуск мо-
дернизированных прокалоч-
но-заливочных установок
66001 и 66003 соответственно
с газовым и электрическим
нагревом оболочек, а также
линия 66002, на которой
оболочки, установленные в
опоки, прокаливаются в га-
зовой печи, а перед залив-
кой заформовываются в го-
рячий наполнитель.
Во всех вариантах авто-
матизированных линий пре-
дусматривается применение
/ __ автоматы изготовления модельных звеньев; 2 — конвейер первого участка; 3 — камера сушки; 4 ванна выплавления мо-
делей из формы; 5 — агрегаты прокаливания, формовки, заливки и охлаждения; 6 — генераторы приготовления контролируемых
атмосфер- 7 — агрегат выщелачивания; 8 — печи нормализации; 9 — плавильные высокочастотные печи; 10 — автоматы отделения
остатков оболочек и отделения деталей; 11 — разделитель смеси; 12 — автоматы нанесения суспензии и обсыпки; 13 — шпрнц-машнна
с поворотным столом
246
ЛИТЬЕ ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
Рис, 26. План расположения меха-
низмов автоматической линии изго-
товления модельных блоков из пено-
полистирола:
/ — десятипозиционный термопластавто-
мат для изготовления звеньев моделей;
2 — автомат сборки моделей в блок на
металлический стояк-каркас; 3 — ма-
нипулятор, принимающий звено моделей
из пресс-формы на позиции А и надеваю-
щий его на стояк-каркас на позиции Б;
4 и 5 — манипуляторы, передающие блоки
с позиции сборки на подвесной толкающий
конвейер; 6 — останов для фиксации под-
вески толкающего конвейера 7 против ма-
нипуляторов
индукционных плавильных печей
небольшой емкости (например,
ИСТ-0,16) и заливка металла из ков-
шей чайникового типа вместимостью
50—100 кг, перемещаемых по моно-
рельсу.
Оборудование вибрационно-ударного
типа не обеспечивает полной очистки
отливок, имеющих отверстия, пазы и
поднутрения, в которых остатки обо-
лочки прочно удерживаются вслед-
ствие усадки металла. Для оконча-
тельной очистки таких отливок из
сталей предусмотрен автомат 6Б95
выщелачивания остатков оболочек. Он
представляет собой многосекционный,
медленно вращающийся (частота вра-
щения 0,7 мин”1) барабан, основной
отсек которого погружен в кипящий
40%-ный раствор КОН или NaOH.
Загруженные в барабан отливки,
скользя по специальным направляю-
щим, медленно вращаются в кипящей
щелочи и за время прохождения зоны
выщелачивания полностью освобожда-
ются от остатков кварцевой керамики,
основная часть которой превращается
в водорастворимые силикаты калия
или натрия.
В комплексно-автоматизированной
линии ЛВМ за плавильным участком,
помимо автомата выщелачивания, пред-
усмотрен участок термической обра-
ботки (нормализации), для проведения
которой используют несколько про-
ходных закрытых конвейерных печей.
В их рабочее пространство подают
смесь защитных газов, генерируемых
в специальных установках (см. рис. 25).
По технологии ЛВМ получают фор-
мы на спроектированной в НИИТАв-
топроме (при участии Харьковского
филиала НПО ВНИИЛитмаш и Мол-
давского ПО «Точлитмаш») автомати-
зированной линии литья по выжигае-
мым пенополистироловым моделям,
предназначенной для выпуска около
1,5 тыс. т мелких стальных отливок
в год. В ее составе имеется созданный
впервые в мировой практике автомати-
ческий комплекс получения пенопо-
листироловых моделей и сборки их
в блоки.
Этот комплекс (рис. 26) образуют
десятипозиционный термопластавтомат
для изготовления звеньев моделей,
карусельный автомат для сборки мо-
дельных блоков с встроенным мани-
пулятором и еще два отдельных ма-
нипулятора с программным управле-
нием. На позиции А термопластав-
томата из пресс-формы удаляется го-
товое звено моделей и манипулятором 3
надевается на стояк-каркас, находя-
щийся на позиции Б сборочного авто-
мата. Затем происходит поворот ка-
русельных столов на 36° и операция
повторяется.
После завершения сборки манипу-
лятор 4 перевешивает собранные блоки
на толкающий конвейер, а манипуля-
тор 5 снимает с возвратной ветви кон-
вейера освободившиеся стояки и уста-
навливает их на автомат сборки. Под-
вески конвейера с помощью остановов
фиксируются напротив манипулято-
ров 4 и 5. Формирование оболочек
на блоках моделей производится с ин-
тенсификацией сушки слоев суспен-
зии, так как термостойкость пенопо-
листироловых моделей дает возмож-
ность повышать температуру в су-
Список литературы
247
шильной камере до 60—70 °C. Прока-
ливание форм сочетается с операцией
выжигания моделей.
Автоматические и полуавтоматиче-
ские установки для изготовления вы-
плавляемых моделей, а также оболочек
форм (в основном для цехов с неболь-
шим выпуском отливок) выпускаются
рядом зарубежных машиностроитель-
ных фирм (ФРГ, Англии, США, Япо-
нии и др.), однако в отечественной
практике их применяют редко.
Дальнейшее развитие автоматизи-
рованного производства ЛВМ связано
с изысканием технологических мате-
риалов с оптимальными и стабильными
свойствами, применением наиболее ра-
циональных технологических режимов,
широким использованием микропро-
цессорной техники, созданием высо-
кокачественного надежного оборудо-
вания, применением САПР ТП и
АСУ ТП.
Список литературы
1. Борисов Г. П., Костяков В. Н.,
Горецкий И. Е. Автоматизация и ме-
ханизация процессов литья. Киев:
Наукова думка, 1970. 173 с.
2. Вейник А. И. Тёпловые основы
теории литья. М.: Машгиз, 1953.
384 с.
3. Лакеев А. С., Борисов Н. П.
Основы реологии модельных материа-
лов для литья по выплавляемым моде-
лям. Киев: Наукова думка, 1971.
182 с.
4. Лакеев А. С. Формообразование
в точном литье. Киев: Наукова думка,
19£L 256 с.
Литье по выплавляемым моде-
"яям/В. Н. Иванов, С. А. Казеинов,
Б. С. Курчман и др.; Под ред.
Я. И. Шкленника, В. А. Озерова.
М.: Машиностроение, 1984. 408 с.
6. Литье по выплавляемым моде-
лям: Инженерная монография/Под
общ. ред. Я. И. Шкленника, В. А. Озе-
рова. М.: Машиностроение, 1971.
436 с.
7. Методы контроля и исследова
ния процесса литья по выплавляе-
мым моделям. Исходные данные для
разработки проектного задания на
лаборатории, обслуживающие цехи
ЛВМ/И. Б. Сокол, Л. А. Житкова,
М. И. Иванова и др. М.: НИИТАвто-
пром, 1968. 100 с.
8. Озеров В. А., Шуляк В. С.,
Плотников Г. А. Литье по моделям
из пенополистирола. М.: Машино-
строение, 1970. С. 174—177.
9. Плавка и литье алюминиевых
сплавов: Справочник/М. Б. Альтман,
А. Д. Андреев, Г. А. Балахонцев и
др. М.: Металлургия, 1983. 352 с.
10. Титановые сплавы. Производ-
ство фасонных отливок из титановых
сплавов/Е. Л. Бибиков, С. Г. Глазу-
нов, А. А. Неустроев и др. М.: Ме-
таллургия, 1983. С. 176—177.
11. Хворинов Н. Затвердевание от-
ливок. М.: Иностранная литература,
1955. 140 с.
12. Хенкин М. Л. Улучшение ме-
ханических свойств и повышение плот-
ности стальных отливок. Л.: Суд-
промгиз, 1957. ПО с.
Раздел третий
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ
ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ЖИДКИЙ
И КРИСТАЛЛИЗУЮЩИЙСЯ МЕТАЛЛ
Глава I
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
1. Основные характеристики
процесса
Литьем под давлением получают
тонкостенные отливки, масса и тепло-
содержание которых даже при боль-
ших габаритных размерах в сотни раз
меньше, чем масса и теплосодержание
металлической формы. Высокая ско-
рость теплоотдачи от отливки к форме
обусловливает необходимость ее бы-
строго заполнения (менее 0,1 с). Такое
заполнение обеспечивает фашина, в
которой залитый в камеру прессова-
ния металл под большим давлением
и с высокой скоростью запрессовы-
вается в формуй Высокие скорости
впускного потока (до 100 м/с) спо-
собствуют качественному оформлению
рельефа отливок сложной конфигура-
ции.
Кроме скоростей прессования и впу-
ска, ^существенное влияние на форми-
рование отливки оказывают следую-
щие факторы: температуры металла
и формы, конструкция литниково-вен-
тиляционной системы, режимы смазы-
вания формы, давление и продолжи-
тельность действия подпрессовки после
заполнения формы., Совокупность та-
ких факторов, как скорость потока
металла, давление в потоке, противо-
давление газов, определяет гидроди-
намический режим формирования от-
ливки. Температуры заливаемого ме-
талла и формы, продолжительность
заполнения, продолжительность дей-
ствия подпрессовки, а также темп
работы машины определяют тепловой
режим процесса.
Для литья под давлением применяют
машины с холодными (горизонтальны-
ми и вертикальными) и горячими ка-
мерами прессования [11], в которых
движение пресс-поршня обеспечива-
ется давлением рабочей жидкости, по-
даваемой в гидроцилиндр прессующего
механизма от специальных аккумуля-
торов. Скорость прессования уПр и
давление р рабочей жидкости в раз-
личные периоды движения пресс-порш-
ня различны (рис. 1). За время
пресс-поршень перекрывает заливоч-
ное отверстие, двигаясь под неболь-
шим давлением рг с небольшой ско-
ростью их. Период /2 соответствует
продвижению металла в камере прес-
сования, вплоть до входа его в лит-
никовые каналы (вспомогательный
ход). Скорость достигает максималь-
ного значения у2, а давление р2 пре-
вышает Pi на величину гидравличе-
ских сопротивлений в камере прес-
сования. Период t3 соответствует за-
полнению литниковой системы и по-
лости формы. Вследствие резкого су-
жения потока в питателе скорость
падает до и3, а давление повышается
до р3. В момент окончания заполнения
формы наблюдается гидравлический
удар. При меньших гидравлических
сопротивлениях давление снижается,
а скорость перемещения пресс-поршня
в периоды вспомогательного хода и
заполнения может быть также сни-
жена (штриховые линии).
После затухания колебаний уста-
навливается конечное давление р4.
Если к моменту его достижения металл
сохраняет жидкоподвижное состояние,
происходит подпрессовка, окончатель-
но формирующая отливку. Готовая
отливка после затвердевания автома-
тически выталкивается при раскрытии
формы. Раскрытие и закрытие (запи-
рание) формы осуществляются запи-
рающим механизмом машины, рабочая
жидкость в который подается от
общего иль отдельного аккумуля-
тора.
Основные характеристики процесса
249
Рис* * 1» Изменение скорости
прессования иПр и давления
р рабочей жидкости в пери-
оды разгона (/), холостого
хода (//), заполнения (III)
и подпрессовки (IV)
Область применения. ’Литье под дав-
лением используют в основном для
получения отливок из цинковых, алю-
миниевых, магниевых и медных спла-
вов., Реже этим способом литья изго-
товляют отливки из стали, титана или
сплавов на основе олова и свинца.
Некоторые физические и механические
свойства сплавов, а также их эксплуа-
тационные характеристики приведены
в табл. 1. Однако необходимо учиты-
вать, что механические свойства от-
ливок под давлением неравномерны по
сечению из-за наличия мелкозерни-
стого поверхностного слоя (0,5—
0,8 мм).
Требования к технологическим свой-
ствам сплавов обусловлены высокой
скоростью охлаждения потока метал-
ла. Сплавы должны иметь хорошую
жидкотекучесть, небольшую усадку и
не должны сильно взаимодействовать
с металлом формы [6]. Если машина
не обеспечивает подпрессовку, сле-
дует выбирать сплавы с узким интер-
валом кристаллизации.
Алюминиевые сплавы (особенно си-
стемы А1—Si) наиболее широко (до
1. Физические, механические*1 и эксплуатационные характеристики
сплавов для литья под давлением
> Параметр Сплавы на основе
А1 Zn Mg Си Fe (сталь)
р, г/см3 2,5-2,7 6,6—7 1,7-1,9 7,9—8,5 7,5—8
Температура плав- 580—600 380—400 580—590 900—950 1420—1500
ления, °C
ав, МПа 160—280 250—300 160—230 300—400 400—1000
fi, % 1—3 1—2 1—2 4—6 10—15
НВ • 60—90 70—90 50—60 80—95 —-
Температура 580—620 380—420 600—660 900—960 1420—1580
литья, °C
Усадка (затруд- ненная), % 0,12—0,15 0,09—0,1 0,15—0,16 0,2—0,3 0,25—0,3
Стойкость форм, 50 000 200 000 70 000 5000 2500 •*
число запрессовок •
#1 Для сплавов без термообработки.
*2 При условии изготовления форм из молибденовых сплавов.
ЛИТЬВ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
60% общего выпуска) используют при
литье под давлением. Кремний увели-
чивает жидкотекучесть и прочность
сплава. При содержании в сплаве
11,7% А1 образуется эвтектика.
В этом случае жидкотекучесть сплава
максимальна. Для отливок с повышен-
ными требованиями к прочности и
подвергаемых термической обработке
применяют сплавы системы А1—Si—
Си, но с добавлением меди не более
4%, в противном случае снижается
коррозионная стойкость. Чаще всего
применяют сплавы с 7—8% А1 и
1—2% Си. Небольшая добавка магния
(0,2—0,3%)* повышает прочность при
вибрационных нагрузках. Кроме того,
для отливок с высокой коррозионной
стойкостью используют сплавы систе-
мы А1—Mg, содержащие 9,5—10% Mg.
Главный технологический недостаток
алюминиевых сплавов — склонность
растворять железо, ведущая к при-
вариванию к стальной форме. Для
нейтрализации приваривания в сплавы
вводят до 1,5% Fe (в сплавы системы
Al—Mg не более 0,2%).
Цинковые сплавы не взаимодейст-
вуют со стальной формой и деталями
камеры прессования, что позволяет
применять автоматические машины с
горячей камерой прессования (более
производительные, чем машины с хо-
лодной камерой прессования). Цин-
ковые сплавы жидкотеку'чи, имеют низ-
кую температуру плавления. Наиболее
распространены сплавы системы Zn—
Al—Си с добавкой 3—5% А1 и 1—3%
Си. Цинковые сплавы склонны к меж-
кристаллитной коррозии и поэтому
не должны содержать таких элементов,
как кадмий, медь, олово, свинец и
железо. Общая сумма примесей этих
элементов в стандартном сплаве не
должна превышать 0,5%. Использова-
ние для цинковых сплавов машин с хо-
лодной камерой прессования дает воз-
можность повысить содержание алю-
миния до 12% при содержании меди
2%. Такой сплав имеет довольно хо-
рошие механические свойства: ав —
250 МПа; 6 — 1%; 95 НВ.
Магниевые сплавы. Область приме-
нения этих сплавов расширяется бла-
годаря внедрению машин с высокими
скоростями прессования (до 8 м/с),
позволяющими сократить продолжи-
тельность заполнения, что необходимо
из-за малого объемного теплосодержа-
ния этих сплавов по сравнению с алю-
миниевыми и цинковыми. Одно из
важных технологических свойств маг-
ниевых сплавов — отсутствие прива-
риваемое™. Это позволяет изготов-
лять крупногабаритные тонкостенные
детали типа коробки скоростей, ко-
робки передач автомобиля, корпусов
компрессора, мотопил, приборов и др.
Преимущество магниевых сплавов как
конструкционных материалов заклю-
чается в их высокой удельной проч-
ности. Обычно для литья под давлением
применяют сплавы системы Mg—Al
с содержанием 7—10% и добавками
0,15—0,5% Мп и 0,2—2% Zn. Алюми-
ний и цинк повышают жидкотекучесть
и прочность сплава, но снижают его
коррозионную стойкость. Наилучшее
сочетание механических и технологи-
ческих свойств имеют сплавы с содер-
жанием 0,3—0,5% Zn. Марганец по-
вышает коррозионную стойкость. Ос-
новной недостаток магниевых спла-
вов — окисляются на воздухе (воз-
гораются) — и поэтому при литье долж-
ны все время находиться под слоем
защитного флюса. Для защиты от окис-
ления магниевые сплавы легируют
бериллием (до 0,002%).
Медные сплавы. Для литья под дав-
лением используют в основном крем-
нистые латуни с содержанием, % (мае.
доля): Zn 20—40; Si 3,5—4,4; Pb 0,2—
2; остальное Си. Латуни имеют низ-
кую температуру плавления, мини-
мальный интервал температур кри-
сталлизации и максимальную жидко-
текучесть. Вредными примесями в ла-
туни являются олово и сурьма, об-
разующие хрупкие соединения Cu2Sb
и Cu2SnHa границах зерен.Сумма при-
меси Sn + Sb не должна превышать
0,3%. В латуни, предназначенные для
деталей с высокой коррозионной стой-
костью, добавляют до 0,3% Мп, ней-
трализующего вредное влияние олова.
Сплавы на основе железа (в основном
стали). Литье под давлением этих
сплавов осуществляют на машинах,
детали камеры прессования и формы
которых изготовлены из сплавов на
основе вольфрама или молибдена, вы-
держивающих температуры заливки
более 1500 °C. Наиболее технологичны
Основные характеристики процесса
251
2. Шероховатость поверхности (мкм) отливок в зависимости от
степени износа формы
Шероховатость поверхности Ra (Rz) отливок из сплавов
Число запрессовок *
цинковых
алюминиевых
и магниевых
медных (латунных)
500
1 000
5 000
10 000
50 009
100 000
1,00—0,32
1,25—0,32
1,25—0,63
2,5—1,25
(40)—(20)
(80)—(20)
2,5—0,63
2,5—1,25
(20)—2,5
(20)—2,5
(80)—(40)
(20)—1,25
(40)—(20)
(80)—(40)
(160)—(80)
* Для форм из стали ЗХ2В8 (неазотируемых).
углеродистые коррозионно-стойкие ста-
ли, содержащие, % (мае. доля): Сг
до 18%; Ni до 8. Стали с добавками
легкоокисляющихся элементов отли-
вают в вакуумируемые формы.
Номенклатура отливок, получаемых
литьем под давлением, разнообразна.
Этим способом изготовляют не заготов-
ки, а изделия, почти не требующие
дальнейшей обработки резанием, так
как качество отливок по точности и
шероховатости поверхности значитель-
но превышает эти же качества отливок,
полученных другими способами. От-
ливки могут иметь и простую, и очень
сложную конфигурацию, толщину сте-
нок 0,5—5 мм, массу от нескольких
грамм до 30 кг, размеры от нескольких
миллиметров до 1,5 м. Литьем под дав-
лением можно получать детали с гото-
вой внутренней или внешней резьбой,
с разнообразной арматурой, с поло-
стями и каналами сложной конфигура-
ции, образуемыми армирующими эле-
ментами.
Точность размеров соответствует: от-
ливок 8—15-му квалитету; элементов,
оформляемых стержнями — 8—10-му,
расположенных в одной полуформе —
10—14-му, оформляемых в обеих по-
луформах — 13—15-му.
Шероховатость поверхности отливок
аависит от качества обработки рабо-
чих поверхностей формы и от степени
ее эксплуатации. Требования к шеро-
ховатости поверхностей должны быть
согласованы с требованиями к допу-
стимому износу формы. Например,
для отливок, полученных в новых
формах, минимальная шероховатость
Ra поверхности составляет, мкм: для
цинковых сплавов — 0,32; алюминие-
вые — 0,63, магниевых — 1; медных —
2,5. Значения шероховатости поверх-
ности в зависимости от степени износа
формы, выраженного числом запрес-
совок, приведены в табл. 2.
На поверхностях отливок до-
пускаются, кроме того, следы
неслитин, неспаев, мелкой ряби (мо-
роза), допустимая глубина и область
распространения которых опреде-
ляются требованиями к литой детали.
Принципы конструирования отливок.
При разработке чертежа литой детали
учитывают, какие требования предъ-
являются к отливке при ее эксплуата-
ции (например, к ее прочности, каче-
ству поверхности или герметичности),
а также серийность производства и
возможность автоматизации процесса
(например, в массовом и крупносерий-
ном производстве при литье под давле-
нием экономически выгоднее получать
отливки более сложной конфигурации,
чем в средне- или мелкосерийном
производстве).
Конфигурация отливки должна обес-
печивать беспрепятственное выталки-
вание ее из формы. Так как точность
размеров отливки зависит от ее рас-
положения в полуформах и числа
разъемов формы, то наиболее раци-
ональной является форма с одной
252
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
3. Допустимые толщины (мм) стенок отливок
Сплавы Площадь стенки отливки, см1
До 25 25 — 100 100—250 250 — 500 Св. 500
Цинковые 0,5 0,8 1,0 1,2 1,8
Магниевые 0,7 1,0 1,5 2,0 3,0
Алюминиевые 0,8 1,2 1,6 2,2 3,0
Медные (латуни) 1,5 2,5 3,0 3,0 *——
плоскостью разъема, для которой соб-
людается общее для многих видов
литья «правило отсутствия теневых
участков» [10].
При конструировании отливки
необходимо соблюдать два основных
принципа — тонкостенность и равно-
стенность. В противном случае в утол-
щенных сечениях возможны дефекты
по пористости, снижающие прочность
и герметичность литых деталей. Мини-
мально допустимая по тепловым усло-
виям заполнения и подпрессовки тол-
щина стенки зависит от материала
отливки (табл. 3).
В случае недостаточной жесткости
или прочности толщину стенки не
увеличивают, а укрепляют отливку
технологическими или конструкцион-
ными ребрами жесткости, толщина
которых составляет 0,8—0,9 тол-
щины стенки. С целью устранения
неравностенности рекомендуется от-
верстия выполнять в процессе литья,
оборудуя форму подвижными или не-
подвижными стержнями (табл. 4).
Поверхности отливки, образуемые
стержнями или перпендикулярные
к плоскости разъема, должны иметь
конусность или литейный уклон. Ре-
комендуемая конусность составляет
для цинковых и магниевых сплавов
0,2—0,5% длины отверстия, алюмини-
евых — 0,5—1, медных — 0,8—1,5.
Минимально допустимые уклоны: для
цинковых, магниевых и алюминиевых
сплавов — 15', для медных — 30х.
Оптимальные уклоны в зависимости
4. Рекомендуемые размеры (мм) отверстий, получаемых
в процессе литья
Сплавы Минимальный диаметр отверстия Максимальная глубина отверстий
технологи- чески воз- можный рекомендуе- мый глухих сквозных
Цинковые 1,0 1,5 6d 12d
Магниевые 1,5 2,0 5d 10d
Алюминиевые 1,5 2,2 4d 3d
Медные (латуни) 2,5 3,0 3d 3d
Примечание, d — диаметр отверстия.
Гидродинамика заполнения форм
253
«) 6)
Рис, 2. Уклоны f в миллиметрах и градусах для внутренних (а) и наружных
(б) поверхностей в зависимости от высоты h элемента отливки
от высоты рассматриваемых элементов
отливки определяют по номограммам
(рис. 2).
2. Гидродинамика
заполнения форм
’ При литье под давлением период
заполнения формы начинается в тот
момент, когда заканчивается разгон
поршня и движение можно считать
установившимся. Заполнение фор'мы
при неустановившемся движении не-
допустимо, так как происходит рас-
сеяние струи и преждевременный за-
хват воздуха и газов из полости формы
в расплав. При постоянных скорости
и давлении впускной струи после
выхода из питателя (последнего эле-
мента литниковой системы) она
сохраняет форму его сечения. Правило
постоянства конфигурации впускной
струи является основой гидродина-
мики заполнения формы при литье под
давлением.
Движение свободной струи. Даже
при постоянном движении возможно
возмущение струи и утрата ее равно-
весной конфигурации при прохожде-
нии слишком большого пути. Один
из видов возмущения струи связан
с взаимодействием сил инерции и по-
верхностного натяжения, ведущим
к возникновению поперечных волновых
колебаний. Расчетное значение устой-
чивой длины L (м) струи подсчитывают
по формуле Ричардсона, в которой
для плоской струи характерный размер
. принят равным 2бпит-[2]:
L ~~ 2СцВд6
пит 1/26
питРм> (О
где С — постоянная, зависящая от
вязкости сплава; уВп~~~ скорость впуск-
ной струи, м/с; 6пит"~ толщина впуск-
ного канала — питателя, м; рм —
плотность металла, кг/м3.
Расчеты по формуле (1) показывают,
что длина L возрастает при снижении
температуры сплава. Например, для
алюминиевых сплавов типа АЛ2, пере-
гретых на 50 °C, при бпит = 0,001 м
L — 0,04ивп(м), а для таких же спла-
вов при отсутствии перегрева L ==
= 0,15t>Bn (м).
При скоростях струи более 50—
60 м/с ее сплошность нарушается из-за
продольных синусоидальных колеба-
ний, возникающих при плохой венти-
ляции формы вследствие повышения
давления газов. Критическая длина
струи, после которой она разрушается,
составляет 100—200 толщин питателя.
Разрыв впускного потока может про-
исходить также в случае появления
кавитации в каналах литниковой си-
стемы при падении давления. Из урав-
254
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
5. Критические скорости,
ограничивающие возможность
ламинарного движения впускного
потока после удара о стенку форм
Сплава Г, °C 9Л 40 ? 2 о. « о/я •(I) Зяп
Цинковые трьа ЦА.Ч4-3 450 395 0,42 1,90 0,45 2,36
Алюминиевые типа: АЛ2 650 585 0,51 О OQ ЛлЯ ) 0,55 2,67
АЛ7 < 500 0,48 3,35 0,57 4,57
ньния Бергулли, описывающего уста-
ноБиллсееся дггжение металла плот-
костью ри, для двух последовательных
каналов, в которых потоки движутся
со скоростями vt и при давлениях
соответственно pi и р2, находим, что
при ръ -- 0 значение г»2 = Ртах*
Ртах I/ Pi + Pi • (2)
г гм
Значения Рглйх для алюминиевых
сплавов достигают 200 м/с. При таких
скоростях струи разрушающегося по-
тока оььываю/ эрозию поверхности
каналов. Для предупреждения кави-
тапни применяю! только сужающиеся
литниковые системы с плавными пере-
ходами больших течений к меньшим,
fee д нтускаи щие падения давления
в потоке Mei алл л дс нуля.
Удар вгвекного потока о стенку фор-
мы. Гидродинамическое давление по-
тока на форму рф определяют из усло-
вия симметричного распекания
Рф ТОЛп с ~~cosa)’ (3)
где а — угол наклона стенки формы
или стержня по направлению к дви-
жению потока.
Чем выше рф, тем лучше качество
поверхности отливки. Из выражения
(3) следует, что значение рф зависит
прежде всего о г t/BU. Но чем выше ско-
рость, тем сильнее эрозионное дей-
ствие потока. Поэтому выбирают такое
направление впускной струи, при ко-
тором в момент удара о форму угол а
был бы минимальным.
Например, при заполнении формы
цинковым сплавом типа ЦАМ4 плот-
ностью рм = 7000 кг/м8 со скоростью
впуска 40 м/с давление на стенку
с углом а ~ 45° равно
Рф = 7000 -401 (1 — cos 45°) = 3,5 МПа.
а давление на плоскую стенку (а =
= 90°) составляет 11 МПа, т. е. воз-
растает в 3 раза.
При ударе о стенку формы поток
металла деформируется или разби-
вается на отдельные капли — обра-
зуется сплошной или дисперсный поток
заполнения. Для того чтобы после
удара в потоке сохранялась ламинар-
ность движения, скорость впуска не
должна превышать первого критиче-
ского значения вкр (1):
Rev fA.
°кр (1) — «“/Г ЗГТГ Г > W
* \°ОТЛ °ПИТ7
где Re — критерий Рейнольдса; v —
вязкость заливаемого сплава; 60ТЛ —
толщина стенки отливки.
В формуле (4) минимальное значение
Re = 2300, максимальное [при дви-
жении металла вдоль очень гладких
(полированных) поверхностей фор-
мы] — 20 000. Значения oKp(i) для
сплавов, заливаемых в жидком состо-
янии, не превышают 0,5—0,6 м/с,
а при температурах, близких к темпе-
ратурам плавления, — 2—5 м/с. Зна-
чения иКр а), подсчитанные по фор-
муле (4), при 60ТЛ —0,005 м и 6ПИТ =
~ 0,003 м для некоторых сплавов
при различных температурах Тм при-
ведены в табл. 5.
Ламинарное движение в начальный
период заполнения применяют в тех
случаях, когда недостаточная проч-
ность формы не позволяет повышать
скорость впускного потока (например,
при литье в металлокерамические фор-
мы), а также при заливке сплавов
в полужидком (жидкотвердом) состо-
янии, при котором значения t>Kp<i)
возрастают до 10—12 м/с.
Если скорость впуска превышает
критические значения, то в образу-
Гидродинамика заполнения форм
2W
ющихся после удара потоках движение
' металла становится турбулентным.
\ При 6пит/8Отл< 1/4 движение будет
турбулентным в диапазоне скоростей
5 Ч’ 0,3—10 м/с; при бциТ/6отл > 1/4 —~
г‘ 0,5—20 м/с. Вихревое движение на
границе турбулентных потоков при-
водит к захвату газов, которые могут
стать причиной брака отливок. По-
i/ этому турбулентное движение потока
Ч металла на начальном этапе заполне-
ния не рекомендуется.
V Отливки имеют оптимальное каче-
J ство при создании дисперсного движе-
ния в месте удара впускной струи
Л о преграду. В этом случае дисперсной
средой являются газы в полости формы,
а дисперсной фазой — капли металла,
отскакивающие от стенки формы. Ког-
л. да смесь капель металла с газами
заполняет весь объем полости, в кото-
рую входит впускная струя, то эта
струя все более и более насыщается
- металлом. Этот процесс идет до тех
пор, пока не образуется жидкая дис-
персная среда, в которой газы раз-
дроблены на мелкие пузырьки, в даль-
s. нейшем почти не влияющие на каче-
} ство литых деталей.
Дисперсное движение возникает пос-
| ле удара струи о преграду при ско-
ростях впуска, превышающих вторую
критическую скорость икр (2>. Значе-
ния пКр (2) Для различных сплавов
? определяются на основе эмпирического
решения функциональной зависимо-
сти между критериями Рейнольдса
(Re), Прандтля (Рг) и геометрическим
X критерием, выраженным отношением
\ $пит/Оотл:
Ш ( ОПИТ /г\
1 ^кр (2) — Cv ( *7 I t (о)
\ ООТЛ /
< где С, т и п — эмпирические коэффи-
циенты (табл. 6).
Для цинковых сплавов значения
а »°кр(2) (м/с), подсчитанные по формуле
6. Значения эмпирических
коэффициентов при расчете
*кр (2) по формуле (5)
Сплавы С т я
Свинцово-сурьмяные 32 0,35 0,4
Цинковые 59 0,42 0,54
Алюминиевые 82 0,46 0,61
Магниевые 75 0,52 0,65
Медные (латунь) 71 0,53 0,68
(5) при бпит/бОтл= 1/4, равны 19—22;
для алюминиевых сплавов — 24—28;
для магниевых — 35—40. Большие
значения икр (2> для магниевых сплавов
объясняются повышенной вязкостью
этих сплавов при заливке.
Заполнение полости формы. Равно-
стенные отливки, представляющие
собой совокупность прямоугольных
полостей, заполняются на всем
протяжении дисперсным потоком, рас-
пространяющимся от места удара
впускной струи о преграду (рис. 3).
Подогрев формы устраняет преждевре-
менное образование затвердевшей
оболочки металла, способствуя частич-
ному удалению газов через вентиля-
ционные каналы и по плоскости разъ-
ема формы. К моменту окончания
заполнения (70-10"3с на рис. 4) часть
газов (иногда до 30%) остается в рас-
плаве в виде мелких включений, рас-
сеянных по всем сечениям. Чем выше
скорость впускного потока, тем мельче
капли металла, образующиеся при
ударе его о преграду, и тем мельче
газовые включения в отливке. При
скоростях впуска более 100 м/с газо-
вая пористость становится настолько
мелкой, что визуально незаметна даже
при полировке поверхности отливки.
256
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Рис. 4. Схема последовательного заполнения отливки с промывником дисперс-
ным и турбулентным потоками
Большинство отливок имеют более
сложную конфигурацию, чем сово-
купность прямоугольных полостей.
В отливках предусматривают: утол-
щенные приливы; бобышки, более тон-
кие, чем стенка ребра жесткости,
и каналы, ведущие к промывникам —
специальным полостям, в которые пере-
гоняются (промываются) первые
наиболее насыщенные газами порции
расплава. Поэтому дисперсное запол-
нение в чистом виде происходит очень
редко. Чаще всего реальное заполне-
ние отливок сложной конфигурации
представляет собой последовательную
совокупность движений дисперсных
и сплошных потоков. На первой ста-
дии, соответствующей заполнению
равностенных полостей, сохраняется
дисперсный поток, на второй, соответ-
ствующей заполнению как утолщен-
ных, так и более тонких сечений,
скорость потока снижается и он ста-
новится сплошным, в основном турбу-
лентным.
Дисперсный поток, образовавшийся
спустя 5-10”3 с после начала впуска
металла в форму, в тонком сечении
превращается в турбулентный через
27-10-3 с (рис. 4). Захваченные пото-
ком газы выносятся в наиболее уда-
ленную от питатеЛя полость формы,
которая служит промывником. В мо-
мент окончания заполнения (75 X
X 10-3 с) газы оказываются мелко
рассредоточенными по всем сечениям
отливки, а в промывнике сконцентри-
рованы одна или несколько крупных
газовых раковин.
Закон распределения скоростей
по толщине дисперсного и турбулент-
ного потоков имеет вид
где иср — средняя по сечению скорость
потока металла; х — координата от-
счета v от центральной линии потока;
п — показатель степени, равный для
дисперсного движения 0,1, для турбу-
лентного 0,14.
Падение давления от р0 (начального)
до рг (на длине Z) в дисперсном или
турбулентном потоке определяют из
выражения
р0-р(=^р|-—Д=, (6)
%тл г %тл
где К — коэффициент, зависящий от
материала отливки; для алю-
миниевых сплавов К — 0,442-10“7,
для магниевых — 0,318-10~7, для
цинковых — 1,28-10“7 и для медных —
1,415-Ю'7.
Результаты расчетов по формуле (6)
показывают, что при уменьшении тол-
щины отливки в 2 раза давление в по-
токе увеличивается почти в 5 раз.
Например, для отливки из алюмини-
евого сплава при 60ТЛ = 0,004 м на
длине 0,4 м и иср = 20 м/с падение
давления составляет:
pQ — pl = 0,442-10~7 (20)20,4 X
------а = 0,986 МПа,
0,004 у 0,004
а для аналогичной отливки с тол-
щиной стенки 6ОТЛ = 0,002 м давление
Гидродинамика заполнения форм
2Б7
на том же участке I = 0,4 м падает на
5,085 МПа. Поэтому для качествен-
ного заполнения тонкостенных отливок
используют машины с мощным прессу-
ющим механизмом, обеспечивающие
необходимое давление на всем протя-
жении заполнения.
В конце заполнения в тонких сече-
ниях дисперсно-турбулентное дви-
жение переходит в ламинарное. Лами-
нарное движение потока наблюдается
также при содержании в заливаемом
расплаве 20—30% твердой фазы, т. е.
при заполнении формы жидкотвердым
сплавом. Такое заполнение применяют
чаще всего при литье под давлением
алюминиевых и медных сплавов. Рас-
пределение скоростей по сечению бы-
стро затвердевающего потока, т. е.
при v =/= const, отличается от парабо-
лического и имеет зону максимальных
скоростей итах, определяемых выра-
жением
(е2 ~ О2
t'max — 2flCp е4 4. з •
В этой зоне не происходит выноса
пузырьков газа. Следовательно,
даже при ламинарном движении по-
тока заполнения отливки могут иметь
газовую пористость, причем более
крупную, чем при дисперсном запол-
нении.
Градиент давления р0 — рг (МПа),
необходимый для продвижения лами-
нарного потока (при v =/= const и
начальной вязкости v0), определяют
по формуле
Ро - Pl = Wcp X
/ 42 \
4 (е4 — 1) \е б°тл — 1/
Vе “Г иотл
При литье алюминиевых сплавов р0 —
— рг = 0,27 МПа на длине I — 0,4 м
для отливки толщиной 60ТЛ = 0,004 м
и 1,41 МПа для 60тл = 0,002 м.
Гидравлический удар в момент окон-
чания заполнения, наблюдаемый
в пресс-цилиндре машины (см. рис. 1),
передается в полость формы лишь
в виде непрямого удара, повышение
Рпод» МПа . ......................
.....................
к отл
давления при котором
Др = яРм^ер/ j , (7)
где а — скорость распространения
ударной волны, зависящая от вязкости
расплава, определяемой опытным пу-
тем, м/с; t — продолжительность
перекрытия потока, принимаемая
равной 0,001 с.
Расчеты по формуле (7) показывают,
что при иср = 20 м/с и I = 0,4 м
повышение давления др составляет
для цинковых и медных сплавов 2—
3 МПа, алюминиевых и магниевых —
0,7—1,2 МПа.
Подпрессовка. Процесс передачи дав-
ления на металл в полости формы,
начинающийся после затухания
гидравлического удара, назван под-
прессовкой. При подпрессовке сжи-
маются газовые включения и ликви-
дируется усадочная пористость толь-
ко при создании таких тепловых усло-
вий, которые обеспечивают продвиже-
ние затвердевающего металла в пита-
теле и наиболее тонких сечениях от-
ливки. Движение металла при под-
прессовке — ламинарное. Скорость
иПод (м/с) потока подпрессовки опре-
деляют из условия компенсации усадки
сплава по формуле И. Б. Казаринова
и В. Д. Швецова
Р„>-0.007Л -„У., (8)
£ГРм/ОТЛ |/*ПОД
где К — коэффициент объемной усадки
сплава, %; 50ТЛ— площадь поверх-
ности охлаждения отливки, м2; Ткр
и Тф — температуры кристаллизации
сплава и формы, °C; г — удельная
теплота кристаллизации сплава,
Дж/кг; f0TJI — площадь поперечного
сечения отливки (потока подпрессов-
ки), м2; /1Т0Д — продолжительность
подпрессовки, зависящая от соотно-
шения бпит и 60тл (табл. 7).
Давление в потоке при подпрессовке
зависит от заданной степени сжатия
АУ /А Т/
------ (ду — изменение объема от-
отл
ливки Уот л при подпрессовке) газовых
включений:
50 100 200 300 500 1000
15 17 21 24 37 71
9 Ефимов
258
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
7. Значения £*од (с) для различных сплавов
®отл ®пит /под для сплавов
мм цинковых алюминие- вых магниевых медных
2 1 1.5 0,048 0,042 0,194 0,021 0,056
4 2 3 0,191 0,168 0,77 0,044 0,108
6 3 4 0,193 0,237 1,23 1,57 и 0,266 0,35
8 5 6 0,764 2,1 2,405 0,102 •
* Значения /под определены по формуле (8).
Возможность движения потока
подпрессовки учитывают в конструк-
ции отливки. Если в отливке предусмо-
трены локальные утолщенные при-
ливы (рис. 5, а), то их соединяют
с питателем дополнительными кана-
лами, которые могут служить ребрами
жесткости (рис. 5, б). Локальные
приливы могут быть заменены на
общие приливы (рис. 5, в).
Подпрессовку легче всего осуще-
ствить, если бпит=^отл- В то же время
заполнение дисперсным потоком
требует, чтобы ^•пит -у-. Поэтому
при изготовлении крупногабаритных
отливок применяют формы, в которых
питатель в процессе заполнения пред-
ставляет собой щель (6ПИТ = 1~2 мм),
постоянство которой регулируется
пружиной (рис. 6, а), а в момент под-
прессовки (рис. 6, б) вставка, оформля-
ющая питатель, отжимается в край-
нее положение, обеспечивая равенство
^пит — ^отл»
Подпрессовка локальных утолще-
ний в неравностенных отливках мо-
жет быть осуществлена с помощью
отдельных цилиндров, шток которых
ч давит на металл в полости формы или
на специальный технологический при-
лив (рис. 7). Длина (глубина) /Под
Рис. 5. Изменение конструкции отливки с целью осуществления потока под-
прессовки:
1 — питатель; 2 — локальные приливы; 3 и 4 ребра жесткости; 5 и 6 — общие
приливы
Гидродинамика заполнения форм
259
Рис. 6. Форма с питателем переменной толщины для обеспечения подпрес-
совки:
/ •— крепежная плита; 2 тарельчатые пружины; 3 *-• направляющий штифт; 4 —
вставка-рассекатель
а)
^под
в)
Рис. 7. Локальная подпрессовка через утолщение' (а), стенку отливки (б) и
технологический прилив (в):
/ — дополнительный цилиндр; 2 — поршень; 3 — подпрессовочный шток; 4 — отливка;
5 — специальное технологическое утолщение; 6 — питатель
9*
260
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
перемещения подпрессовочного штока
в период подпрессовки зависит от
заданной степени сжатия газовых
включений:
1поя ~ ~ndT~
ПОД
(Д7 + 0,0И7отл), (9)
где б/под—диаметр подпрессовочиого
штока, м.
Для отливки из сплава АЛ2 (/С =
= 0,2%) при объеме Уотл = 10“6 м8,
диаметре штока ^под= 0,003 м, рпод =
= 300 МПа и условии, что объем газов
в металле равен объему отливки, в со-
ответствии с формулой (9) /под =
= 0,004 м.
Гидродинамические условия удаления
газов из полости формы определяются
кинетикой заполнения. При запол-
нении сплошным потоком, распростра-
няющимся от питателя, газы вытес-
няются в конечные участки полости,
где следует располагать вентиляцион-
ные каналы и промывники. При за-
полнении дисперсным потоком, рас-
пространяющимся от места удара
впускной струи, газы вытесняются
и в направлении к питателю. Поэтому
вентиляционные каналы делают по
всей плоскости разъема формы. Ско-
рость истечения газов в условиях
адиабатного процесса определяется
уравнением
(Ю)
где k — показатель адиабаты, равный
для воздуха 1,4; R — газовая постоян-
ная; Тг — температура газов в по-
лости формы, которую в условиях
дисперсного движения, сопровожда-
емого сильной конвекцией, можно при-
нять равной температуре металла, °C;
Р — безразмерное отношение давления
окружающей среды p0Kt с к давлению
газов рг в форме.
Расход газов qr через вентиляцион-
ные каналы суммарной площадью У fB
зависит от режима истечения. Для
докритического режима, т. е. когда
Рг С Ркр (ПРИ отсутствии вакуумиро-
вания ркр = 0,19 МПа), на основании
уравнения (10) имеем
(И)
для закритического режима, т* е.
когда р > ркр,
^г — 0,4 /в
Противодавление газов рг, входящее
в формулы (11) и (12), не постоянно —
оно постепенно нарастает в процессе
заполнения. Поэтому при расчете qP
задают среднее за продолжительность
заполнения значение.
Вакуумирование. При изготовлении
отливок с повышенными герметично-
стью и прочностью газовая пористость
может быть снижена вакуумированием
полости формы. Кроме того, вакууми-
рование снижает гидравлическое
сопротивление формы, что позволяет
изготовлять отливки с толщиной стен-
ки менее 1 мм. Значения остаточного
давления рвак зависят от толщины
60тл стенки отливки:
^отл» мм • • •
Рвак» 19 4 МПа
2,5 2 1,5 1 0,6
15—18 12—16 10—15 9—12 7—10
Значение рвак зависит также от при-
меняемого сплава: для цинковых и
магниевых сплавов, склонных к испа-
рению, рекомендуется принимать
Рвак 30-10“4 МПа.
Расчет вакуумной системы выпол-
няют из условия адиабатического исте-
чения. Площадь поперечного сечения
вакуумного канала/вак, соединяющего
полость формы с вакуумным кожухом,
подсчитывают по формуле
/вак “ 0,0045 X
__ 2 *Увак^г
ок. с (Рг Ррес) ^вак ’
где 2 У г — суммарный объем газов,
удаляемых из камеры прессования,
Тепловые условия формирования отливки
261
литниковых каналов и полости формы,
м3; /ван — длина вакуумного канала, м;
Ток. с — температура окружающей
среды (в ресивере), °C; ррес — оста-
точное давление в ресивере, МПа;
ТВак — продолжительность вакуумиро-
вания, с.
- Необходимый при заданном значе-
нии Vpec объем ресивера определяют
по формуле
17 1 Рок. с
’ рес = г + 4 ) ’
(14)
где £>ваки£вак — соответственно диа-
метр и длина трубопровода от вакуум-
ного кожуха до ресивера, м.
Пример. Определим по формуле
(13) значение /вак для щелевидного
вакуумного канала длиной /вак =
= 0,05 м при S У г = 1 ‘ 10-4 м3, Тг =
= 200 °C, Т'ок. с === 20 С, Ррес —
= 1,33-10-4 МПа.
Принимая продолжительность ва-
куумирования /вак = 1,5 с и среднее
за время вакуумирования формы давле-
ние газов рг = 50,5-10"4 МПа, имеем:
/вак " 2,2-10“4 м2 = 2,2 мм2.
По формуле (14) объем ресивера при
^вак” 0,035 м, LBaK == 2,5 м и Рок. с “
= 1 • 10“2 МПа равен Ур8С = 0,12 м3.
3. Тепловые условия
формирования отливки
Тепловые условия в период запол-
нения формы должны препятствовать
образованию корки металла у ее по-
верхности, а в период подпрессовки —
обеспечить продвижение металла
в питателе и тех сечениях отливки, где
необходимо ликвидировать или умень-
шить пористость. От тепловых условий
зависит стойкость формы: чем больше
перепад температур между отливкой
и формой, тем стойкость ниже.
Моделирование тепловых условий со-
стоит в создании на модели такой же
тепловой нагрузки, как и в проектиру-
емой форме. Для тонкостенной от-
ливки, охлаждаемой в массивной ме-
таллической форме, моделирование
осуществляют методом электрического
аналогирования, при котором сопо-
ставляют математическую модель
теплопроводности (закон Фурье для
одномерного потока)
дТ п д2Т
dt ~вм dt*
(здесь ам— коэффициент температуро-
проводности заливаемого сплава)
с математической моделью распреде-
ления электрического потенциала U
в линейном проводнике (закон Ома):
dU 1 d2U
dt ~ RC dt2 9
где R — электрическое сопротивление;
С — емкость.
Аналогия законов Фурье и Ома за-
ключается в том, что тепловой поток
пропорционален разности температур,
а электрический — разности потен-
циалов.
Для рассмотрения температурного
поля отливка — форма изготовляют
сетчатую модель отливки и формы,
состоящую из отдельных сопротивле-
ний, которая вместе с измерительной
аппаратурой представляет собой уст-
ройство в виде плоского сетчатого
электроинтегратора (рис. 8).
Для сетки постоянных сопротивле-
ний в электроинтеграторе применяют
тензодатчики с R — 175 Ом. Отливка
смоделирована шестнадцатью высоко-
омными переменными сопротивле-
ниями. При этом температура формы
отсчитывается от температуры стенок
охлаждающих каналов, как от нуля.
Температура подогрева формы моде-
лируется еще шестнадцатью перемен-
ными сопротивлениями. Устройство
питается постоянным током от уни-
версального источника УИП-1. Уста-
новка и контроль тока осуществляются
ампервольтметром АВО-5М1. Изме-
нение силы тока фиксируется на ленте
осциллографа Н-373.
Расчет температурного поля начи-
нают с размещения модели сечения
формы на сетке. Затем на сетку наносят
отливки и в каждый узел контура
подводят ток, пропорциональный ко-
личеству теплоты, отводимой от от-
ливки в форму. Устанавливают в пред-
полагаемых местах контуры охла-
ждающих каналов. После этого опре-
деляют напряжения в исследуемых
262
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Рис, 8, Плоский сетчатый электроинтегратор для моделирования температур-
ного поля отливки и формы
точках модели и, умножая их значения
на коэффициент моделирования /С =
= &TI&U, находят температуру точек
по всему температурному полю. Для
учета трехмерности температурного
поля исследуют два взаимно перпен-
дикулярных сечения формы и от-
ливки. За главное сечение принимают
то, которое содержит поперечный раз-
рез охлаждающего канала.
Вместо электроинтегратора для
моделирования температурного поля
фирмой General Motors (США) пред-
ложено использование электропро-
водной бумаги, на которую контур
отливки наносят краской с малым
сопротивлением. Каналы охлаждения
моделируют медными трубками, пере-
мещая которые на бумажной модели,
можно рассматривать различные ва-
рианты отвода тепла от отливки [2],
Теплообмен в литниковой системе.
Температура заливаемого в форму
металла Тзал отличается от темпера-
туры сплава в раздаточной печи Тр. п
на сумму температурных потерь: в ков-
ше (ДТк), камере прессования (ДТпр)
и литниковой системе (ДТЛ).
Температурные потери в ковше за
время /к составляют
ДТ __„ Тк) ^КОН
41J и — ——————--------
тмсм + ткск
где ак — коэффициент теплоотдачи от
расплава к ковшу, равный, Вт/(м2-°С):
34,8 для цинковых сплавов, 67,7 для
алюминиевых; Тк — температура
подогрева ковша (дозатора), °C; FK0H—
площадь контакта расплава с ковшом,
м2; тм и тк — массы соответственно
металла и ковша, кг; см и ск — удель-
ные теплоемкости соответственно
металла и материала ковша, Дж/(кг X
X °C).
Температурные потери (ДТпр) в ка-
мере прессования машины подсчиты-
вают с учетом толщины Хсм и тепло-
проводности 1см смазочного слоя:
дт ^>см ^пр) ^пр ,
П₽ ^см тмсм + ^пр^пр пр’
(16)
где Тпр— начальная температура ка-
меры прессования, °C; Fnp — площадь
контакта расплава с камерой прессова-
ния, м2; /пр — продолжительность на-
хождения сплава в камере прессова-'
ния, с; тпр и сПр — соответственно
масса (кг) и удельная теплоемкость
[Дж/(кг°С)] материала камеры в зоне
контакта.
В табл. 8 даны значения ДТцр, под-
считанные по формулам (15) и (16)
для различных сплавов в зависимости
от значений ХСми Aip- Расчеты показы-
Тепловые условия формирования отливки
268
8. Температурные потери ДТПр (°C) в камере прессования
ХСИ10‘, м ДТПр для сплавов
цинковых алюминиевых магниевых
при ^пр» °
1 2 3 4 1 2 3 4 1 2 3 4
0,5 22 46 67 ——в— 32 66 — 60 1 мма*
1 11 23 33 67 16 33 66 30 60 ——
1,5 7 16 22 44 12 22 44 66 20 40 60 ——
2 5 12 16 33 8 16 33 46 15 30 45 60
вают, что скорость охлаждения метал-
ла в камере прессования значительно
(в 5—6 раз) превышает скорость охла-
ждения в раздаточном ковше.
Температурные потери ЛТЛ в лит-
никовом канале радиусом /?л и дли-
ной Ln подсчитывают при условии
постоянства коэффициента тепло-
/ 3 Хм \ .
отдачи ^ал=—по формуле
ДТЛ = 3
(Лзр
смРм^лил
(17)
где Тл— температура подогрева лит-
никового канала, °C; ил — скорость
потока металла в литниковом канале,
определяемая уравнением неразрыв-
ности, м/с.
Пример. Определить ДТЛ для
литника £л = 0,15 м и R„ = 0,01 м
при скорости ал = 10 м/с.
Для цинкового сплава ЦАМ4-3 [рм=
= 6700 кг/м3, Тпр = 430 °C, т; =
= 160 °C, см = 531 Дж/(кг-°С) и
1М = 101 Вт/(м-°С)]
. 3-101 (430— 160)0,15
л . 531-6700(0,01)а 10
Для алюминиевого сплава АЛ2 [рм=
= 2600 кг/м3; Тнр = 630 °C, Т; =
= 260 °C, см= 1290 Дж/(кг-°С), Хм =
= 352 Вт/(м-°С)]
АТ . 3-352(630 - 260) 0,15
л 1290-2600 (0,01)2 10
Расчетные значения &ТЯ несколько
завышены, так как формула (17) вы-
ведена без учета теплоизолирующих
свойств смазочного материала.
Теплообмен в процессе заполнения
полости формы. При исследовании
теплообмена между заливаемым метал-
лом и формой в качестве модели от-
ливки может быть использован пло-
ский канал, ширина которого значи-
тельно превосходит толщину. В этом
случае температура Т потока на рас-
стоянии х от начала его продвижения
зависит от продолжительности /Прот
протекания через это сечение со ско-
ростью иср, и если к моменту t поток
прошел путь X, то
t X~x-t t
*прот — ” * lx-
иср
Теплообмен между элементарным
объемом металла и формой к мо-
менту t определен дифференциальным
уравнением теплового баланса:
<Хф (Т - 7ф) dr = -рм X
+ <18>
где аф — коэффициент теплоотдачи
от заливаемого металла к форме,
Вт/(м2-°С); Тф — температура формы,
°C; см — удельная теплоемкость жид-
кого сплава, Дж/(кг-°С); дТКр—
интервал температур кристаллизации;
д^кр= лик Тсол. (здесь Тдик и
Тсол — соответственно температуры
начала и окончания затвердевания
сплава), °C.
В уравнении (18) значение аф также
зависит от /. Вид функции аф = ф (/)
2в4
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Рис. 9. Температурные поля в потоке заполнения (а) и в момент окончания
заполнения (б) для сплавов:
1 и Iя цинкового; 2 и 2е — алюминиевого; 3 и 3я *-> магниевого
для сплошного турбулентного по-
тока (по А. И. Вейнику):
“ф = тЙт’ (,9)
Л I
где Ьф = 1/%фсфРф — коэффициент
тепловой аккумуляции формы (здесь
^ф, сф и рф — соответственно коэффи-
циент теплопроводности, удельная
теплоемкость и плотность материала
формы), Вт-с/(м2-°С).
Для дисперсного потока, отлича-
ющегося от сплошного меньшей тепло-
отдачей, зависимость аф от t имеет вид
Лф =
у/Вф (6ф)а
, (20)
^Ф
где Вф = -у------термическая про-
^*-ф
водимость формы в пределах ее харак-
терного размера Хф, Вт-с/(м2*°С).
Температурное поле потока запол-
нения определяют решением уравне-
ния (18) с заменой переменных I—
Х — х
отношением--------и экспоненты —
^ср
первым членом степенного ряда, что
допустимо при малом t. Таким образом,
температурные поля сплошного (Тсп)
и дисперсного (Тд) потоков будут
равны соответственно:
Тепловые условия формирования отливки
МВ
9. Значения температуры Тпод начала действия подпрессовки
Тпод Для сплавов, °C
®отл» мм
1
2
3
4
5
6
8
цинковых алюминиевых магниевых
396/392 590/586 605/597
392/389 588/582 599/593
389/385 580/578 591/586
390/385 582/579 593/587
392/388 584/580 598/592
. 395/389 587/582 602/597
397/394 591/587 607/603
медных
890/886
888/880
885/881
886/882
888/883
890/887
892/887
Примечание. В числителе дроби — значения ТПод Для сплошных
потоков; в знаменателе — для дисперсных.
На рис. 9 показаны рассчитанные
по формулам (21) температурные поля
при заполнении и в момент окончания
заполнения для отливки £Отл = 0,2 м
и 60ТЛ — 0,002 м при сплошном (кри-
вые 1—3) и дисперсном (кривые Г—3')
движении потока цинкового, алюмини-
евого и магниевого сплавов. Резкое
охлаждение потоков заполнения в на-
чальный момент соответствует снятию
теплоты перегрева (от Тзал до Тлик).
Окончание заполнения для цинковых
и алюминиевых сплавов совпадает
с охлаждением потока до Тсол, а Для
магниевых — до Тсхв (температуры
схватывания); Тсхв > Тсол. Поэтому
при расчете температурных полей в мо-
мент окончания заполнения Тзал при-
равнивают Тсол или Тсхв.
Затвердевание и охлаждение отлив-*
ки. Тепловые условия затвердевания
должны обеспечивать качественную
подпрессовку. Для непрерывного
питания отливки металлом в процессе
подпрессовки необходимо, чтобы пи-
татель затердевал цозже или одно-
временно с отливкой, т. е, чтобы соблю-
далось условие
®пит (Т—^ф)~^отл (Т ^пит)> (22)
где Т'пит — температура стенок пита-
теля, °C.
Продолжительность затвердевания
^ватв (с) сплава в питателе и в полости
формы подсчитывают по формулам:
^затв
0,196
^затв —
0,196
вотлрмг
- Ьф (Тпод — ^*ф) -
_____^питРмг______ 2
-.^фСТ’поД Т'пит) - 9
(23)
где Тпод — температура начала дей-
ствия подпрессовки, °C.
В табл. 9 даны рассчитанные по
формулам (21) значения ТПОд при пред-
варительном заполнении отливок тол-
щиной 1—8 мм сплошными или дис-
персными потоками.
Температуру стенок питателя в пе-
риод затвердевания определяют
по формуле (22):
После полного затвердевания ме-
талла в питателе и отливке начинается
ее охлаждение, сопровождаемое обра-
зованием зазора вследствие усадки
сплава. Продолжительность охла-
ждения отливки до какой-то заданной
по технологическому процессу конеч-
ной температуры (?кон) находят из
выражения
/ ^заз ^отлсм (Тсол ^кон)
0ХЛ ^заз Fохл (Тсол ^ф) 9
(24)
266
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
где Х3аз — толщина зазора, м; Хзаз —
коэффициент теплопроводности зазора
(газовой смеси, заполняющей зазор),
Вт/(м*°С); £Охл — поверхность охла-
ждения отливки, м2.
Пример. Определим /охл от-
ливки массой /пОтл == 0,5 кг из алюми-
ниевого сплава [см = 920 Дж/(кг-°С),
Геол “ 570 °C], заливаемого в сталь-
ную форму (Тф = 300 °C), с поверх-
ностью охлаждения F0XJI = 0,02 м2
приХзаз= 5-10-5 м, Хзаз= 2,46Вт/(м X
X °C) и Ткон = 400 °C.
Подставляя цифровые значения
в формулу (24), получим
= 5-10~5 0,5-920 (570 —400) _
*охл~ 2,46 0,02 (570 — 300)'“
® 0,29 с.
Тепловой баланс формы. Темпера-
туру формы можно определить при
решении уравнения теплового ба-
ланса, по которому суммарное коли,
чество теплоты GSQm), отдаваемое
заливаемым металлом за время
одного литейного цикла, равно
2 Фм = Qnep + Qnp + Оохл» (^5)
где
^пер ~ ^отлСм (Т'зал ^лик),
QKp = fn0TJlr,
Qoxn = ^отлсм сол кон) —
теплота соответственно перегрева
металла, кристаллизации сплава
и его охлаждения, Дж.
Значение У QM можно приравнять
количеству теплоты, отводимому че-
рез наружную поверхность формы,
через охлаждающие каналы и по пло-
скостям разъема. В этом случае тем-
пературу формы определяют по фор-
муле
Тф = Ток, q +
^отл [см (Т’зал ^лик) г
j _____4~ см (Тсол Ткон)]_______
аок.с l^(F0K.c+F охл)“Мотк^ отк]
(26)
где «ок. с — коэффициент теплоотдачи
в окружающую среду, Вт/(м2-сС); /Отк“^
продолжительность открытия фор-
мы, с; Fок, с, Fотк и ^охл соответ-
ственно площади контакта формы
с окружающей средой, открытия и ка-
налов охлаждения, м2.
Используя формулу (25), можно под-
считать суммарную площадь охла-
ждающих каналов, обеспечивающую
заданную температуру.
Пример. Для отливки массой
/потл = 2 кг в стальной форме с Тф =
= 100 °C при аок, с — 7520 Вт/(м2- С),
^зал = 520 С, Ткон = 350 °C, Fок, с —
= 0,5 м2, /ц = 30 с и f0TK = 5 с имеем
Fохл = 0,123 м2.
При заданном диаметре охлажда-
ющих каналов (£Охл — 0,01 м), зная
Гохл, можно подсчитать их общую
протяженность £охл:
^охл
F охл
Я^ОХЛ
При нанесении на форму слоя смазки
в процессе ее испарения происходит
охлаждение формы на АТф, которое
В. Н. Зеленое и В. Л. Печенкин
предлагают определять по следующей
формуле:
дсм (ссмРсм Ысм + Рсм^см)
ф Иф Сфрф
где сСм — удельная теплоемкость сма-
зочного материала, Дж/(кг-°С); рсм —
плотность смазочного материала,
кг/м3; АТСМ — повышение темпера-
туры смазочного слоя, °C; <усм —
удельная теплота испарения смазоч-
ного материала, Дж/кг; 7СМ и Уф —
соответственно объем смазки и фор-
мы, м3.
При использовании смазок на водо-
эмульсионной основе и их расходе
(6-Н10) 10-е м3/с АТф= 54-8 °C.
4. Технологические основы
расчета прессующего
и запирающего механизмов
машин
Прессующий механизм. Гидродина-
мические и тепловые условия запол-
нения и подпрессовки обеспечиваются
работой прессующего механизма ма-
шины. На рис. 10 дана принципиаль-
ная схема простого прессующего меха-
Расчет прессующего и запирающего механизмов 267
л
’t
Рис* 10. Схемы простого прессующего механизма без мультипликации давления
подпрессовки (а) и дросселирования рабочей жидкости (б) машины с горизон-
тальной камерой прессования
низма (без мультипликации давления
подпрессовки), предназначаемого для
машины с горизонтальной камерой
прессования.
Машинная скорость прессования,
т. е. скорость пресс-поршня без учета
гидравлических сопротивлений дви-
жению металла в литниковой системе
и форме, зависит от расхода рабочей
жидкости через подводящий трубопро-
вод, диаметр которого dQ. Расход
изменяется вентилем при полностью
открытом вентиле В2 от аккумулятора.
Подача рабочей жидкости под пор-
шень пресс-цилиндра (диаметром £)ц)
начинается лишь после того, как
пресс-поршень (диаметром Dnp) пере-
кроет заливочное окно камеры прессо-
вания. Для этого рабочая жидкость из
аккумулятора поступает через отвер-
стие меньшего диаметра dlt обеспечи-
вая медленное движение пресс-
поршня.
Машинную скорость прессования
t>np (м) подсчитывают с учетом гидрав-
лических сопротивлений движению
рабочей жидкости в подводящем трубо-
проводе длиной /0 и диаметром d0,
а также в сливном трубопроводе дли-
ной /сл и диаметром dCJI:
где £0 = 2,65 + 0,02 и
2 Сел =1.15+ 0,02
^СЛ
^сл
суммарные гидравлические сопро-
тивления соответственно в подводя-
щей и сливной сети; рак — давление
на рабочую жидкость в аккумуляторе,
МПа; рж—плотность рабочей жидко-
сти, кг/м5.
Пример. Определить аПр (м> при
давлении рак = 7,5 МПа и использо-
вании в качестве рабочей жидкости
веретенного масла (рж — 870 кг/м3)
для машины с £)ц = 0,2 м, = 0,03 м,
/0 = 2 м.
По формуле (27)
==1,4 м/с.
Стабильность скорости прессования
и давления в процессе заполнения
поддерживают аккумулятором, пара-
метры которого выбирают таким обра-
зом, чтобы при начальном давлении
Рнач, минимальном объеме и наимень-
шем перепаде давлений он имел ма-
ксимальную полезную емкость, т. е.
максимальное изменение объема А Уж
рабочей жидкости при изменении дав-
288
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Рис. 11. Изменение давления рабочей жидкости при различных скоростях
перемещения пресс-поршня
леиия от максимального ртах до мини-
мального Pmin* При таком условии
необходимый объем аккумулятора
А^жРтахРпцп
ftK Рнач (Ртах —Pmln) ’
а объем, заполняемый в аккумуляторе
газом, равен
V _
у ак (г) — “Z •
Ртах __।
Pmln
На рис. 11 приведены осциллограм-
мы давления рабочей жидкости (ниж-
ние кривые) и скорости перемещения
пресс-поршня (верхние кривые) при
стабильной работе аккумулятора. При
начальной скорости 0,3—0,4 м/с давле-
ние составляет 0,5—1 МПа (см.
рис. 11, а). При прохождении металла
через литниковую систему давление
повышается до 1,5—2 МПа. К концу
заполнения давление возрастает
до рак и составляет около 7 МПа (см.
рис. 11, б). При увеличении скорости
в момент окончания заполнения воз-
никает гидравлический удар с по-
вышением давления Др на 1,5—2 МПа
(см. рис. 11, в).
Для ослабления гидравлического
удара и более быстрого перехода к под-
прессовке прессующие механизмы
машин оборудуют мультипликато-
рами давления. В простых прессу-
ющих механизмах давление подпрес-
совки передается в форму лишь после
затухания ' гидравлического удара
(рис. 12, а). Давление подпрессовки
Рпод зависит от отношения диаметров
Рц. пр поршня пресс-цилиндр а и Dпр
пресс-поршня:
( Вц. пр \2
Рпод ва Р ак I —к--/ •
\ ^пр /
Использование мультипликатора
давления резко снижает гидравличе-
ский удар и позволяет повысить рПод
без увеличения диаметра 2)ц. Пр пресс-
цилиндра (рис. 12, б). Давление рПод
при наличии мультипликатора опре-
^ц. пр
деляется не только отношением—,
D
но и отношением —т- « (£>м и dM —
“м
диаметры внутреннего поршня муль-
типликатора):
Рпод Рак
Гидравлический удар отсутствует
в прессующих механизмах с двойным
пресс-поршнем, повышающим давле-
ние непосредственно в камере прессо-
вания (рис. 12, в). До начала образо-
вания корки металла на стенках ка-
меры прессования оба поршня (диа-
метрами £>пр и dnp) перемещаются
вместе, а после остановки первого
поршня (РЛр) давление определяется
отношением
Рпод Рак
Продолжительность /м нарастания
мультипликации такого механизма
почти в 2 раза меньше продолжитель-
ности нарастания мультипликации
при обычном мультипликаторе. В тех-
нологическом процессе
^зат в + ^под>
где /Затв и *под — продолжительность
соответственно затвердевания металла
в форме и подпрессовки.
Расчет прессующего и запирающего механизмов
869
6)
t)
Рис. 12. Схемы прессующих механизмов и осциллограммы нарастания давления
подпрессовки:
а и б соответственно при отсутствии и наличии мультипликатора; в — при наличии
двойного пресс-поршня
Подставляя Гзатв и ГПод из формул
(23) при условии, что ГПод равно /затв
в питателе, получим
Гм <0,196
РмГРпит (вртл ^затв)2]
(^кр Т'ф)
(28)
где бзатв — толщина затвердевшего
в процессе подпрессовки слоя отливки.
Температурные поля питателя и фор-
мы в формуле (28) приняты одинако-
выми, что допустимо для тонкостен-
ного литья. Значения iM [расчет вы-
полняют по формуле (28) ] зависят
от толщины отливок:
Толщина отливки, мм................ 2 4 6
с................ ............. 0,041—0,052 0,08—0,5 0,12—0,53
Особенности подпрессовки на маши-
нах с горячей камерой прессования. На
Давление подпрессовки рпод в машинах
о горячей камерой прессования влияет
‘ толщина 6заз зазора между пресс-
поршнем и камерой. Если принять,
Что в зазоре длиной /заз движется
' «аминарно поток металла со скоростью
г то давление подпрессовки можно
подсчитать по формуле В. Я. Невзо-
рова J12]
^Рм^ааэ^пп^аяа
* М 3u3 1ID 333
₽под = —’ (29)
где п — коэффициент эксцентриситета
прессующей пары, равный для
ламинарного течения 1—2,5.
270
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Рис» 13. Рычажный механизм запирания машины с горизонтальной камерой
прессования
При турбулентном течении металла
в зазоре
0,006p^Z 31/ v Р у )7
* М ОыО у \ пр odoy
Рпод =
□ do
(30)
где п = 14-1,2.
Если суммарное гидравлическое
сопротивление в зазоре соизмеримо
с силами трения, возникающими в по-
токе металла, то
* ri2 „2 1
«зазРм^лр^заз З2пб3 ’
(31)
где 2 £заз — сумма гидравлических
сопротивлений в зазоре.
Результаты расчетов по формулам
(29)—(31) показывают, что увеличение
зазора и эксцентриситета приводит
к уменьшению давления подпрессовки
и сокращению ее продолжительности.
Например, для цинковых сплавов при
зазоре 0,065 мм длительность под-
прессовки превышает 1 с, а при
увеличении зазора до 0,135 мм—
0,25 с.
Запирающий механизм. Сила Рзап,
необходимая для запирания формы,
максимальна в момент окончания за-
полнения, что обеспечивает плотное
смыкание полуформ в период под-
прессовки. Силу Рзап (МН) при отсут-
ствии гидравлического удара (ста-
тическая сила запирания) для рычаж-
ного механизма (рис. 13) определяют
по формуле
Рып = КРф (1 + -у), (32)
^пр V ° /
где К = 0,84-0,9 — коэффициент,
учитывающий трение в камере прессо-
вания и потери давления при передаче
его из камеры прессования в полость
формы; Рф = рпод 2 Рф (5 Рф —
сумма площадей проекций отливки,
элементов литниковой системы и
пресс-остатка на плоскость разъема,
м2) — сила, действующая на подвиж-
ную половину формы; е — расстояние
от оси запирающего механизма до
центра приложения Рф, м; а — рассто-
яние от оси рычага до оси запира-
ющего механизма, м.
Из формулы (32) следует, что Рзап
уменьшается при снижении е. Поэтому
лучше располагать отливку таким
образом, чтобы центр приложения Рф
совпадал с осью запирающего меха-
низма.
Для определения допустимой пло-
щади 2 Рф рекомендуется для каждой
машины строить номограмму (рис. 14).
При определении вместимости ка-
меры прессования следует выбирать
меньшее значение диаметра £>Пр ка-
меры прессования, так как при этом
уменьшается объем пресс-остатка.
В то же время Dnp не должно быть
меньше минимально допустимого
значения по условию раскрытия фор-
мы: _______________
у Л у 'зап
где К — динамический коэффициент,
зависящий от значения скорости прес-
сования ипр:
опп, м/с 0,5 0,75 1 1,5 2 2,5
К . . . . 1 1,2 1,6 1,9 2,4 2,7
Расчет прессующего и запирающего механизмов
271
Динамическую силу запирания Рзап,
в которой учитываются гидравлический
удар и инерция подвижных частей
запирающего механизма, подсчиты-
вают по формуле
Рзап Xi ГФ (Рпод + Apr. у) —
— ^зап-^заз др > (33)
где Дрг, у — повышение давления
при гидравлическом ударе, МПа;
S тзап — сумма масс подвижных
частей запирающего механизма, кг;
Хзаз — допустимый зазор между полу-
формами, предусматриваемый для
улучшения вентиляции формы; Хзаз =
= 0,054-0,15 мм = (54-15) 10-6 м;
у — продолжительность достиже-
ния максимальной амплитуды ги-
дравлического удара, равная полу-
периоду его колебаний, с.
При наличии машины решают обрат-
ную задачу, т. е. определяют допусти-
мый зазор Хзаз или допустимую пло-
щадь 2 ?ф проекций отливки на
плоскость разъема. Значения Арг> у
и /г. у, входящие в формулу (33),
определяют по осциллограмме р — Л
Анализ формулы (33) показывает, что
увеличение Хзаз значительно снижает
требуемую силу Рзап. При использо-
вании машины с двойным пресс-порш-
нем корка металла на стенках камеры
прессования препятствует развитию
гидравлического удара (Дрг.у — 0) и
значение Рзап также снижается. На-
пример, если к моменту достижения
максимальной силы прессования
затвердевает 80% металла (как в ка-
мере прессования, так и в полости
формы), сила запирания снижается
на 20—30% [18].
Сила раскрытия формы зависит от
силы Рст, необходимой для отделения
отливки от стержней. Без учета тем-
пературного перепада между отливкой
н стержнями значение Рст подсчиты-
вают по формуле
Р ст
— /стРст^* ст*
(34)
где fCT — коэффициент трения между
отливкой и стержнем; рст — давление
Рпр} см 2
2000
1800
1600
1400
1200
1000
900
800
700
600
500
70 90 100 110 120 130 ПпрММ
Рис. 14. Номограмма определения
S^npB зависимости от Рпр и £>Пр
металла отливки на стержень, МПа;
FCT — площадь поверхности сопри-
косновения отливки со стержнем
(площадь обжатия), м2.
Значения /ст и рст для различных
сплавов в зависимости от уклона
стержня даны в табл. 10.
Для определения Рст с учетом раз-
ности температур между металлом от-
10. Значения /ст и рст, входящие в
формулу (34), для расчёта Рст
Сплавы Уклон стерж- ня, ...* fen Рст» МПа
Цинковые 20 30 0,25 0,18 15 8
Алюминиевые 30 40 0,35 0,25 27,5 17,5
Магниевые 20 30 0,15 0,1 9,5 6
Медные 1° 0,35 30
272
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
ливки и стержнем (формой) исполь-
зуют формулу [14]
_ ТКР-ТФ
г СТ — / СТ А
1 УД
2LCT7?CT6OTJI
(2/?ст + ботл)3 ’
где ТуД — температура, при которой
отливка удаляется из формы, °C; LCT
и Я ст — соответственно длина и при-
веденный радиус стержня, м.
5. Технологические
параметры. Конструирование
и расчет литниково-
вентиляционной системы
Скорости впуска и прессования. Ско-
рость течения металла в питателе,
называемая скоростью впуска, и ско-
рость прессования (т. е. скорость тече-
ния металла в камере прессования) —
основные параметры, определяющие
гидродинамику и тепловые условия
заполнения формы. Значения скоростей
впуска (ивп) и прессования (иПр) свя-
заны между собой уравнением не-
разрывности потока
^вп/вп = пр, (35)
где /вп и Гпр — соответственно пло-
щади поперечного сечения впускного
канала (питателя) и камеры прессова-
ния, ма.
Значения рвп зависят от выбранного
режима заполнения формы: дисперс-
ного, последовательного дисперсно-
турбулентного или ламинарного.
Критические значения ивп для дис-
персного режима движения металла
подсчитывают по формуле (5), для
ламинарного режима — по формуле (4).
Оптимальные значения увп для простых
и сложных отливок из различных
сплавов могут значительно отличаться
друг от друга (табл. 11).
Для тонкостенных отливок сложной
конфигурации с большим числом по-
воротов потока в полости формы зна-
чение увп определяют по формуле
П. П. Москвина:
«вп = кТ-^~ (36)
°отл г *зап
11. Скорости впуска (м/с) для простых и сложных отливок
из различных сплавов
* ®отл» мм Ж" '' 1 1 ' " " Скорости впуска для отливок из сплавов
цинковых магние- вых алюминиевых медных
жидких жидко- твердых жидких жидко- твердых
5—10 30—40 40—60 — 0,5—1 2—5 2-5
— — 5—7 3—5
со 1 со 30—60 60—80 30—40 40—50 25—30 30—40 5—8 — 5—8 5—8
8—12 8—15
1,5—3 80—100 50—60 30—40 — 15—20 5—8
100—150 50—80 35—40 —
1,5—2 (отливки с локаль- ными утолщениями 6—8 мм) 80—100 40—45 50—70 25—35 25—40 10—12
100—120
Примечание. В числителе — скорости впуска для простых отливок;
в знаменателе — для сложных.
Конструирование и расчет литниково-вентиляционной системы
273
где Кт — коэффициент, зависящий
от вида сплава и температуры его
заливки; при температуре заливки,
превышающей Тлик, коэффициент
равен, м/с“2: 0,013—0,02 для цинковых
сплавов, 0,015—0,02 для алюмини-
евых, 0,018—0,035 для магниевых,
0,02—0,03 для медных сплавов; п —
число поворотов потока в полости
формы.
По формуле (36) подсчитывают сред-
нее значение ивп за период заполнения.
Подставив это значение в уравнение
неразрывности'(35), определяют иПр
(м/с) для случая, когда заданы диа-
метр ППр камеры прессования и пло-
щадь /вП питателя готовой формы:
упр — увп/вп
4
Однако при полученных значениях
^пр будет обеспечиваться лишь необхо-
димый гидродинамический режим
заполненияг но не тепловые условия,
определяемые/зап. Технологически не-
обходимое /зап получают при скорости
прессования, подсчитанной с учетом
расхода металла:
_ 4(£Уф)
рпр — Т7) 2/
ЗЬ£Упр *зап
f- 4.
I*
к
где J Уф — суммарный объем ме-
талла, поступающего в полость формы
за период /зап, включающий в себя
объем отливки (для многогнездных
форм — объем всех отливок) и про-
мывников, м3.
Продолжительность заполнения фор-
мы. Значение /зап, входящее в выра-
жение (37), зависит от режима течения
потока, заполняющего полость фор-
мы. Для последовательного дисперс-
но-турбулентного (дисперсно-сплош-
ного) заполнения
^зап == ^св. п + ^дис + ^спл»
где /Св. п — продолжительность сво-
бодного полета струи до начала обра-
зования дисперсного потока в месте
ее удара о преграду: /св. п = (Ьсв. п +
•" ботл + Опит)'^ВП (ЬСВ. п — длина
свободного полета струи, м), с; /дис
и ^спл — продолжительности периодов
движения металла в полости формы
соответственно дисперсного и сплоти-
12. Значения коэффициентов *
Klt К2, К3 и Ki
Марка заливае- мого сплава К К, К,
ЦАМ4-3 0,201 0,269 0,015 0,021
АЛ4 0,179 0,25 0,013 0,015
АЛ9 0,16 0,312 0,012 0,033
АЛ32 0,16 0,295 0,012 0,019
МЛ5 0,104 0,28 0,005 0,014
* Для стальных форм (сталь ти-
па ЗХ2В8).
ного (турбулентного, а в некоторых
случаях ламинарного), с.
Значения /зал, при которых отдель-
ные потоки металла соединяются ме-
жду собой до затвердевания, подсчи-
тывают из условия, что температура
металла к концу заполнения не должна
быть ниже Геол или Тсхв- Решая урав-
нение теплового баланса (18) с под-
становкой значений коэффициентов
теплоотдачи из зависимостей (19) и
(20), с заменой теплофизических харак-
теристик формы и сплавов расчетными
коэффициентами, получим:
в период дисперсного движения
Гзал ~ Тф V
лик /
в период сплошного движения
где К2, К3 и К4 — коэффициенты
(табл. 12); ТКрит— критическая тем-
пература перехода от дисперсного дви-
жения к турбулентному, °C; Тцрит«
« Ткр.
V
274
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
1
Рис. 15. Отливка радиатора (к рас-
чету /зап)
ности свободного полета струи)
в этом случае подсчитывают по фор-
муле ___________
f ____ 1 /" (ботлРм)3 к.
t3an - |/ X
^зал
Для отливок, имеющих на достаточ-
ном протяжении различную толщину
стенок (например, для отливок типа
радиаторов с толщинами основания
Оосн и ребер бреб), в формуле (38)
принимают ботл — боен, а в формуле
(39) ботл = бреб- Для радиатора из
сплава АЛ2 при босн = 6 мм и среднем
бреб ~ 1,5 мм (рис. 15) из формул (38)
и (39) следует: /дис = 0,112 с и /Спл =
— 0,024 с. Если расчет выполнен
только по формуле (38) с заменой
Т'крит на ^сол» то в этом случае /дис =
= 0,079 с. Такая продолжительность
недостаточна для формирования от-
ливки без дефектов по недоливу (пре-
ждевременному затвердеванию).
Заполнение формы магниевыми
сплавами состоит из трех периодов:
дисперсного с изменением температуры
от 7зал до Тлик;то же, но с появлением
в потоке твердой фазы и изменением
температуры от Тлик Д° 7\р; со сплош-
ным движением потока и с изменением
температуры от Ткр до Тсхв, которая
отличается от Тсол на 35—55 °C. Зна-
чение /зап (без учета продолжитель-
Значения /зап, подсчитанные по фор-
муле (38) и (39) для сплавов типа МЛ5
ПРИ Тзал — 640 °C и Тсхв = 540 °C,
для стальной формы приведены
в табл. 13. Таким образом, на продол-
жительность заполнения формы
магниевым сплавом в значительной
степени влияет не только толщина
отливки, но и температура формы.
Продолжительность действия под-
прессовки (/под) определяют при рас-
смотрении температурных полей
отливки и питателя, считая, что тем-
пература металла к моменту окончания
заполнения равна Ткр:
13. Продолжительность £зап (с) заполнения форм магниевым
сплавом в зависимости от 60ТЛ и Тф
*зап ПРИ ботл» мм
Тф. "С 1 1,б 2 3 4 5
50 0,003 0,007 0,01 0,021 0,044 0,046
100 0,006 0,009 0,013 0,025 0,048 0,072
150 0,011 0,016 0,019 0,037 0,073 0,095
200 0,019 0,025 0,029 0,054 0,102 0,132
Конструирвание и расчет литниково-вентиляционной системы
278
Рис. 16. Элементы литниковой системы для форм машин с холодными вертикаль-
ной (а) и горизонтальной (б) камерами прессования:
/ — пресс-остаток; 2 — литниковый ход (конический литник); 3 — подводящий канал;
4 — питатель; 5 — соединительный канал; 6 — промывник; 7 — вентиляционный канал
Рис. 17. Прямые литниковые
системы без питателей
/ — выемка, рекомендуемая для предупреждения
(а и б) и с питателем (в):
усадочных раковин
где К — коэффициент, зависящий
от сплава отливки; при литье в сталь-
ную форму коэффициент равен для
сплавов: цинковых — 550; алюмини-
евых — 1225; магниевых — 289; мед-
ных — 2300.
Элементы литниковых систем. Лит-
никовые системы для форм, устанавли-
ваемых на машинах с вертикальной
и горизонтальной холодными каме-
рами прессования, приведены на
рис. 16. Отличие литниковых систем
состоит в том, что литниковая система
форм, предназначенных для машин
с горизонтальной камерой прессова-
ния, не имеет литникового хода —
пресс-станок соединяется с питателем
через подводящий канал, что сокра-
щает путь металла и, следовательно,
его преждевременное охлаждение.
В зависимости от расположения лит-
никового хода или подводящего канала
к отливке литниковые системы под-
разделяют на прямые, внутренние и
внешние. В прямых системах отсут-
ствует подводящий канал, а площадь
впускного канала соответствует в ма-
шинах с вертикальной камерой прессо-
вания площади поперечного сечения
литникового хода (рис. 17, а), с гори-
зонтальной камерой — площади пресс-
остатка (рис. 17, б). При наличии
в отливке центрального отверстия лит-
никовый ход заканчивается кольцевым
питателем, расположенным вокруг
рассекателя (рис. 17, в).
Внутреннюю литниковую систему
применяют в отливках с большим
центральным отверстием, позволя-
ющим разместить внутри подводящие
каналы и питатели (рис. 18). Внешняя
литниковая система (рис. 19) —
270
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Рис. 18. Внутренние литниковые си-
стемы в машинах с вертикальной (а)
и горизонтальной (б) камерами прес-
сования
единственный возможный способ под-
вода металла в многогнездных фор-
мах, в которых для увеличения числа
отливок используют коллекторы,
являющиеся также дополнительными
теплоносителями (поддерживают не-
обходимую температуру в питателях).
В одногнездных формах, предназначен-
ных для крупногабаритных отливок»
коллекторы нужны для одновремен-
ного подвода металла в различные
участки оформляющей полости.
Место подвода питателя зависит от
конфигурации отливки. Для отливок
типа пластин металл подводят в основ-
ное тело отливки (рис. 20, а), направ-
ляя поток мимо центрального стержня
(рис. 20кб). Для отливок типа рамки
целесообразнее применять внутрен-
ний, а не внешний подвод металла
(рис. 20, в). К плоским тонкостенным
отливкам следует подводить один ши-
рокий питатель (рис. 20, г), ибо в про-
тивном случае сталкивающиеся потоки
захватывают газы. Аналогичный
подвод металла осуществляют и для
круглых пластинчатых отливок
(рис. 20, д), причем ширина питателя
должна быть не менее 0,5 диаметра
отливки. Наоборот, если круглая от-
ливка имеет центральное отверстие,
лучше подводить металл по касатель-
ной (рис. 20, е), избегая тем самым
раздвоения потока. К коробчатым от-
ливкам, высота Н которых значи-
тельно меньше диаметра D (рис. 20, ж),
питатель подводится в донную часть,
так как при подводе в край поток
будет дважды менять направление и
не обеспечит подпрессовку всей от-
ливки. Если Н > D (рис. 20, з),
рациональнее подводить металл
в край отливки.
Расчет питателя. Питатель — глав-
ный расчетный элемент литниковой
системы. От площади /пит поперечного
сечения питателя зависит скорость
оВп впуска; от толщины питателя —
кинетика заполнения и возможность
подпрессовки. Значение /Пит под-
считывают по формуле
, ^отл 4“ ^пром
/пит =----Z7—7-------, (41)
Ик^вггзап
где тотл и тПром — массы соответ-
ственно отливки и промывников.
Аналитический расчет /Пит основан
на подстановке расчетных или таблич-
ных величин ивп из формул (4), (5)
или табл. 11 и /зап из формул (38)—(40)
в формулу (41). На практике при
расчете/Пит произведение Увп^зап в фор-
муле (41) заменяют коэффициентом Д,
значения которого выбирают в зависи-
мости от толщины 60тл отливки и дав-
а) 5) 3)
Рис. 19. Внешние литниковые системы:
в-, в многогнездной форме; б — в форме с коллектором; в « используемые для уве-
личения числа гнезд в форме
Конструирование и расчет литниково-вентиляционной системы
т
Рис. 20. Расположение питателей при изготовлении отливок различной кон-
фигурации:
/ — неправильное; 2 — правильное. Виды брака: / — газовая пористость; II — привар:
III — пористость; IV — несплавление; V — неспай: VI — газовые раковины: VII —
неслитины
14. Значения коэффициента К для различных сплавов
в зависимости от 60ТЛ и Рпр
рпр (свыше — до), МПа К для сплавов
цинковых алюминиевых магниевых медных
при ботл, мм
1—4 4 — 8 1—4 4 — 8 1—4 4 — 8 1—4 4,8
От 20 ДО 40 40—60 60—80 80—100 Св. 100 3,37 1,69 1,35 1,02 0,68 2,7 1,35 1,05 0,82 0,54 3,04 1,52 1,21 0,91 0,61 2,53 1,21 0,97 0,73 0,49 2,7 1,35 1,1 0,8 0,54 2,16 1,1 0,86 0,65 0,43 3 1,5 1,2 0,9 0,6 2,4 1,2 0,96 0,72 0,48
ления в камере прессования
(табл. 14).
Наиболее близок к аналитическому
метод расчета /пит по коэффициентам.
При этом расчете овп= KiKa^cp (уср —
средняя статистическая скорость
впуска, равная 15 м/с; Ki и /Са —
коэффициенты, учитывающие тип
278
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
15« Толщина 6В (мм) вентиляционных каналов
Сплавы ®в Сплавы бВ
Свинцово-оловянные Цинковые Алюминиевые 0,05—0,1 0,08—0,12 0,1—0,12 Магниевые Медные Сталь 0,1—0,15 0,15—0,2 0,2—0,3
отливки и давление); ^зап~
(fCp — средняя статистическая про-
должительность заполнения, равная
0,06 с; К3 и Кц — коэффициенты, учи-
тывающие тип сплава и среднюю тол-
щину стенки отливки). Подставляя
значения уср и fcp в формулу (41),
имеем
1,12 (/иотл 4-/ппром)
7пИТ= WWu
Значения коэффициентов Kf,...,
получены для отливок из алюминие-
вого сплава массой до 2 кг при усло-
вии подстановки /потл и тпром в грам-
мах и р' — в г/см3:
• м
Тип отливки Ki
Толстостенная простой конфи-
гурации ...................0,75
Коробчатого сечения ....... 1
Сложной конфигурации ... 1,5
Очень сложной конфигурации
с тонкими ребрами (0,5— •
0,8 мм).....................2
Давление, МПа Ki
До 20........................2,5
20—40 ........................2
40—60 .................... 1,75
60—80........................ 1,5
80—100 ................... 1,25
Св. 100.......................1
Сплавы Ki
Свинцово-оловянные.........1,1
Цинковые...................1
Алюминиевые..................0,9
Медные.......................0,75
Сталь и чугун................0,6
Магниевые ...................0,45
Толщина стенки, мм К4
До 1..........................0,5
1—2..........................0,75
2—4.........................1
4—6..........................1,15
6—8...........................1,3
Св. 8.........................1,5
Для обеспечения принципа суже-
ния литниковой системы принимают
площадь поперечного сечения под-
водящего канала/подв = (1,24-1,5)/ПИт *
Высоту Аподв подводящего канала опре-
деляют по эмпирической формуле
^подв — 0,77Д//пит
Расчет вентиляционной системы.
Вентиляционные каналы выполняют
в виде прямоугольных проточек, тол-
щина 6В которых Зависит от вида
заливаемого сплава (табл. 15). При
заполнении формы жидкотвердыми
сплавами значения 6В могут быть уве-
личены в 2—3 раза. Суммарная ши-
рина 2 Вв вентиляционных каналов,
необходимая для полного удаления
других газов из полости формы, опре-
деляется делением их суммарной пло-
щади 5 /в на 6В. Значения J /в на-
ходят на основании решения уравне-
ний (11) и (12):
для докритического режима (рг <
<0,19 МПа)
2S. Л АКл Рг^отл Т/7*г
'• -°'®г ’
(43)
для закритического режима (рг >
> 0,19 МПа)
У/в-2,5g . (44)
Рг*зап
Качество отливок
279
16. Плотность рг воздуха (кг/м8) при некоторых значениях
его температуры Тг
Тг, °C Рг тг, °C Рг Тг, °C Рг
20 0,1164 300 0,0596 700 0,0361
50 0,1056 400 0,0508 800 0,0325
100 0,0916 500 0,0451 900 0,0291
200 0,0723 600 0,04 1000 0,0268
где Р = рок. с/рг — отношение давле-
ния вне формы (окружающей среды)
к давлению газов в форме.
Плотность рг газов, входящая в фор-
мулы (43) и (44), для газовой смеси,
подобной воздуху, дана в зависимости
от температуры Тг в табл. 16.
Пример. Определим 2/в при
истечении газов (воздуха) из полости
формы объемом Уот л ~ 200-10“6 м3,
заполняемой дисперсным потоком алю-
миниевого сплава (Тг = Тзал —600 °C)
на протяжении /зап = 0,06 с.
Принимаем рг = 0,15 МПа и под-
ставляем значение рг из табл. 16
в формулу (43). Тогда для докрити-
ческого режима
2 fB = 0,65-9,81 х
0,04.200.10~81/873_________
, /" / 1 \1,43 / 1 \ 1,71 ~
0,15-0,06 ]/ (-j-g) _ (j-g)
= 22-10"в ма.
Для той же отливки в условиях за-
критического режима, приняв рг ~
== 0,2 МПа, имеем
0,04 • 200-е У§73
0,2-0,06
= 49-IO"8 м\
т. е. при увеличении противодавления
газов в полости формы с 0,15 до
0,2 МПа необходимо увеличение сум-
марной площади вентиляционных кана-
лов более чем в 2 раза.
2/в = 2,5.9,81
6. Качество отливок
Качество отливок, изготовленных
литьем под давлением, оценивают по
четырем основным факторам: точности
размеров, шероховатости поверхности,
механическим свойствам и пористости.
Точность размеров. Размеры отливки
оформляются в подвижных частях
формы или стержнями. Наибольшую
точность (8—10-й квалитет) имеют раз-
меры элементов отливки, оформляемые
стержнями. Точность размеров эле-
ментов отливки, расположенных в од-
ной полуформе, соответствует 10—
14-му квалитету, а элементов, оформ-
ляемых обеими полуформами, — 13—
15-му квалитету. Точность размеров
отливок зависит также от стабильности
зазора между подвижной и неподвиж-
ной полуформами, которая, в свою
очередь, определяется стабильностью
работы прессующего и запирающего
механизмов машины. Износ машин и
форм, а также их неправильная экс-
плуатация — основные причины нару-
шения размеров отливок (табл. 17).
Шероховатость поверхности. Каче-
ство поверхностей отливок, получен-
ных литьем под давлением, оценивают
общей шероховатостью и наличием
допускаемого техническими условиями
на деталь количества дефектов: несли-
тин, неспаев, следов несваривания
струй и др. Неровность поверхности,
вызванная тем или иным дефектом, не
должна превышать 0,2 мм. Общая
шероховатость поверхности повышает-
ся по мере износа формы (см. табл. 2).
Лекальные дефекты поверхности
оценивают в баллах (например, по
четырехбалльной шкале):
17. Причины появления отклонении допусков и размеров отливок и меры их предупреждения
Отклонения Причины появления Меры предупреждения
Цопусков размеров Износ гнезд или направляющих подвижных частей формы Отремонтировать форму
Колебания усадки из-за нестабильности вы- держки отливки в форме Установить продолжительность выдержки отливки по реле времени
Размеров: отверстий, оформляемых неподвижными стержня- ми Перекос или поломка стержня Сменить стержень
отверстий, оформляемых стержнями и подвижны- ми вставками Смещение подвижных стержней и вставок из-за недостаточно жесткого крепления Проверить фиксацию подвижных деталей или заменить изношенные детали формы
элементов, перпендику- лярных разъему формы Утолщение отливки из-за образования об- лоя в плоскости разъема формы Увеличить силу запирания формы
Отжим подвижной полуформы из-за гидра- влического удара Снизить скорость прессования в конце за- полнения формы
элементов, выполняемых в обеих полуформах Смещение полуформ из-за износа направляю- щих колонок или втулок Заменить изношенные втулки и направляю- щие колонки
Износ направляющих колонн машины Заменить машину
литой резьбы Неравномерное вывертывание резьбового стержня из отливки Механизировать процесс вывертывания резь- бового стержня
Поломка резьбового стержня Заменить резьбовой стержень
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
J л
Продолжение табл. 17
Отклонения Причины появления Меры предупреждения
Размеров: элементов, выполняемых с помощью арматуры Наличие облоя на стыке арматуры и раз- ностенность от ее смещения Правильно проставлять арматуру в форме
Сдвиг или перекос арматуры, износ поса- дочных гнезд Устранить перекосы и отремонтировать вста- вки посадочных гнезд
Недостаточный подогрев арматуры Усилить контроль подогрева арматуры
18. Причины появления дефектов на поверхности отливок и меры их предупреждения
Дефекты Причины образования Меры предупреждения
Неслитины, не- спаи Затвердевание металла на передних участ- ках встречных потоков в результате их преждевременного охлаждения Увеличить скорость впускного потока; сократить про- должительность заполнения; изменить подвод металла к отливке, ликвидируя встречные потоки; увеличить темп работы и усилие подпрессовки
Противодавление воздуха и газообразных продуктов смазки в полости формы Увеличить сечение вентиляционных каналов, добавить промывники, увеличить продолжительность подпрес- совки
Недоливы Преждевременное охлаждение и затвердева- ние металла Повысить температуры заливки и формы, увеличить скорости прессования и впуска
Чрезмерное противодавление газов в по- лости формы Поставить вентиляционные фильтры в глухих полостях формы и промывники большого объема в местах недо- лива
Недостаточное количество заливаемого ме- талла Увеличить объем дозы и толщину пресс-остатка, а так- же диаметр камеры прессования
Качество отливок
Продолжение табл. 18
Дефекты Причины образования Меры предупреждения
Глухие трещины Перегрев сплава Снизить температуру заливки или повысить темпера- туру формы
Неоднородность микроструктуры Тщательнее раскислять и перемешивать расплав перед заливкой
Сквозные трещины Концентрация внутренних напряжений из- за неравномерного охлаждения отливки Изменить конструкцию отливки (устранить резкие пе- реходы и неравностенность), ввести дополнительное охлаждение формы
Наличие крупной пористости, снижающее прочность отливки в горячем состоянии Поставить промывники в местах образования трещин, увеличить сечение вентиляционных каналов и продол- жительность заполнения формы
Перекос при выталкивании отливки Изменить конструкцию выталкивателей
Нечеткое оформле- ние рельефа от- ливки Недостаточная скорость потока Увеличить скорость потока и скорость прессования
Большое гидравлическое сопротивление в полости формы Изменить конструкцию отливки (устранить резкие переходы и слишком тонкие сечения), увеличить сече- ние вентиляционных каналов
282 ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Качество отливок
283
Рис. 21. Образцы для механических испытаний, отливаемые в форме вместе
с отливкой
балл 1 — поверхность неровная со
следами струй, неслитин, неспаев и
оксидных пленок, выходящих на необ-
рабатываемые участки;
балл 2 — поверхность со следами
струй и потоков;
балл 3 — поверхность гладкая с
очень слабыми следами струй и пото-
ков;
балл 4 — поверхность гладкая, яв-
ных дефектов нет.
Причины образования и меры преду-
преждения дефектов на поверхностях,
приводящих к браку отливок, указаны
в табл. 18.
Механические свойства. Для опре-
деления механических свойств отливок
используют образцы стандартной кон-
фигурации, вырезаемые из стенки от-
ливки, или специальные образцы, отли-
ваемые вместе с отливкой в одной и
той же форме при тех же режимах.
С помощью образцов оценивают: проч-
ностные свойства отливок с толщиной
стенок 0,5—15 мм (рис. 21, а); изу-
чают влияние на механические свой-
ства числа поворотов потока расплава
(рис. 21, б), а также поворотов потока
на 45° (рис. 21, в) или 1806 (рис. 21, г).
Стандартные образцы круглого сече-
ния приведены на рис. 21, д.
Механические свойства отливок зави-
сят от расположения их в форме:
значения ов для элементов отливки,
расположенных вблизи от питателя,
йа 10—15% выше, чем для элементов,
максимально удаленных от места
впуска. В целом механические свой- ,
ства отливок, полученных литьем под
давлением, значительно отличаются от
свойств отливок, полученных другими
способами литья. Главное отличие
состоит в неравномерности механиче-
ских свойств по сечению отливки, кото-
рая происходит из-за наличия поверх-
ностной литейной корки с мелкозер-
нистой структурой. Толщина мелко-
зернистой корочки 0,5—0,8 мм. По-
этому отливки под давлением не реко-
мендуется подвергать механической
обработке.
Пористость (77Отл) отливки опреде-
ляют при ее сравнении с эталонным
изделием из того же сплава, не имею-
щим пористости;
Лотл = _Рэ1^Ротл_100й>
Рэт
где Рэт и Рот л — плотности соответ-
ственно эталона и средняя отливки,
вычисляемая методом гидростатиче-
ского взвешивания, кг/м3.
Качественную оценку пористости
осуществляют с помощью рентгено-
грамм или макрошлифов. Можно оце-
нивать пористость по пятибалльной
шкале ВИАМ, в которой каждому бал-
лу соответствуют значения диаметра d
пор, числа п на 1 см2 и процентное
содержание N пор различного диа-
метра (табл. 19). В пятибалльной шка-
3
и
X
(Т>
(Т>
о о
СЙ
О
л>
X
д
о
£
СЙ
л>
д
ND
Б5
ГС
О
to
а
со
д
г=|
о
*? о
>— to
to to
3
э ю
и
и
г=»
ГС
д
О
О
О
О
Мьэ
о
я
л>
л>
X
3
2
2
co
Е
S
2
ГС
£
м
м
о
д
я
л>
со
<0
2
со
Д
л
fct
о
co
м
д
о
д
со
оз
X
а
и
X
д
со
я
о
О S
S й
to
2
со
X
ГС
д
2
со
о
л
д
о
о
Г)
2
ьо
я
X
Г»
СИ
я
S
я
S
л
о
S
ГС
S
S
ГС
СЛ 4*^ СО ND *— Балл
н** >»* с"~з М МММ СИ СП NO NO R. g а 2 » X
СО СТ> СО ND —* 3 а № X
со -q <— о о ND 4^ 4» •— о СП О 4^ ND СЛ С5 ►—* f2’ мм,
4* СО •—* О О <— О СО фь ND 00 СИ СЛ СП d^t мм
20. Оценка пористости по суммарной площади F2 пор СЛ 4^ со N0 Балл 19. Оценка пористости по шкале В И AM
25 20 СЛ О СЛ а
м м СЛ СП 0,5 1 о о м м СЛ со 0,1 0,2 о о м м ND •— d, мм
►— со о ООО со о о ND 00 О о ND 00 О о о о N, %
21. Виды пористости, методы обнаружения пор и меры предупреждения их появления
Вид пористости Конфигурация, размер и рас- положение пор. Методы обнару- жения Причины образования Меры предупреждения
Усадочные раковины Сфероидальные с гладкой или шер- шавой поверхностью размером бо- лее 0,5 мм; располагаются локаль- но в утолщениях. Неравностенность отливки Устранить неравностенность ар- мированием, усилить охлаждение формы, увеличить сечение пита- теля и усилие подпрессовки
Рентгенографически, визуально при обработке резанием Чрезмерная усадка сплава Снизить температуру заливки, за- менить сплав
Газовые раковины Шаровидные с гладкой поверх- ностью размером 0,3—1 мм; кон- центрируются в разных частях от- ливки. Рентгенографически, ви- зуально при нагреве Попадание в металл газов из ка- меры прессования, литниковых каналов и полости формы, при недостаточной вентиляции формы Улучшить общую и местную вен- тиляцию формы, поставить про- мывники, увеличить продолжи- тельность заполнения и подпрес- совки
ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Наличие утолщений в отливке Армировать отливку, изменить конструкцию отливки, сделав ее равностенной
Обильная или чрезмерно газо- творная смазка Уменьшить количество смазки, за- менить смазку
Усадочная пористость Мелкая, щелевидная с шерохо- ватой поверхностью размером до 0,3 мм; сосредоточена в переходах от толстых сечений к тонким. Наличие в отливках резких пере- ходов между сечениями Изменить конструкцию отливки, увеличить усилие и продолжи- тельность подпрессовки
По макрошлифам, рентгенограм- мам, визуально при нагреве Чрезмерная усадка сплава Усилить охлаждение формы, за- менить сплав
Пористость Мелкая, шаровидная с гладкими стенками, размером до 0,3 мм; рассредоточена по всем сечениям, кроме поверхностных слоев Попадание воздуха и газов смаз- ки при дисперсном заполнении с недостаточно высокой скоростью потока Увеличить скорость впуска, дис- персность потока и сечение вен- тиляционных каналов по пло- скости разъема формы; снизить захват газов в камере прессования
По снижению механических свойств, макрошлифам, рентгено- граммам Выделение газов из раствора при затвердевании отливки Улучшить дегазацию сплава в раз- даточной печи, увеличить скорость затвердевания отливки интенси- фикацией охлаждения формы
286 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
Пористость отливок при литье под
давлением проявляется в виде газовых
или усадочных раковин, к которым
относятся несплошности размером бо-
лее 0,3 мм, и в виде усадочной или
газовой пористости (размером менее
0,3 мм). Все пустоты в теле отливки
(несмотря на их различное происхо-
ждение) заполняются газами. По-
этому при нагреве отливок возможны
вздутия на поверхности. Виды порис-
тости, причины ее возникновения и ме-
ры предупреждения приведены в
табл. 21.
Список литературы
1. Белов В. М. Литье стали и
сплавов под давлением//Литейное
производство. 1980. № 8. С. 8—11.
2. Белопухов А. К» Технологиче-
ские режимы литья под давлением.
М.: Машиностроение, 1985. 272 с.
3. Вейник А. И. Теория особых
видов литья. М.: Машгиз, 1958. 300 с.
4. Воробьев О. А., Рябов С. П.,
Терентьев М. В. Точность отливок из
алюминиевых сплавов, изготовляе-
мых литьем под давлением и в ко-
киль//Литейное производство. 1980.
№ 9. С. 21—22.
5. Галдин Н. М. Отливки в точ-
ном машиностроении. М.: Машино-
строение, 1983. 176 с.
6. Горюнов И. И. Пресс-формы
для литья под давлением: Справочное
пособие. Л.: Машиностроение (Ленин-
градское отд-е), 1973. 256 с.
7. Зеленое В. Н., Кисиленко Л. Е.
Смазка пресс-форм//Совершенствова-
ние технологии и организации произ-
водства литья под давлением. М.:
МДНТП, 1980. С. 72—78.
8. Зеленов В. Н., Печенкин В. Л.
Охлаждающая способность смазок для
форм литья под давлением //Литей-
ное производство. 1980. №5. С. 19.
9. Литье под давлением: Пробле-
мы подпрессовки/А. К. Белопухов,
Е. М. Родионов, М. Л. Заславский и
др. М.: Машиностроение, 1971. 168 с.
10. Литье под давлением/Под ред.
А. К. Белопухова. М.: Машинострое-
ние, 1975. 400 с.
11. Машины для литья под давле-
нием/В. А. Антонов, М. Д. Белостоц-
кий, В. Д. Берии и др. М.: Машино-
строение, 1973. 288 с.
12. Невзоров В. Я. Определение
давления прессования при литье под
давлением на машинах с горячей ка-
мерой//Изв. вузов. Машиностроение.
1970. № 12. С. 140—144.
13. Никулин Л. В., Липчин Т. Н.
Структура и свойства магниевых спла-
вов при литье под давлением//Литей-
ное производство. 1974. № 11. С. 28.
14. Пушмашев П. И., Зубакин А. М.
Определение усилия извлечения
стержня из отливки, полученной ли-
тьем под давлением//Литейное произ-
водство. 1975. № 12. С. 22—23.
15. Хомицкий А. А. Об оценке
пористости отливок/АЛитейное произ-
водство. 1983. № 2. С. 16—17.
16. Bolsted Jan A. Magnesium die-
casting nonstarter or hot tip?//Brit..
Foundryman. 1980. V. 73. N 5.
P. 144—146.
17. Brunchuber E. Moderne Druck-
guss—Fertigung. Berlin, 1971. 342 s.
18. impact in die casting//Die Cast.
Eng. 1979. V. 23. N 6. P. 28, 29, 34.
19. Machonis A. A. Copper. Alloys
and the Die Casting Industry//Die
Cast. Eng. 1980. V. 24. N 6. P. 38—40.
Глава II
ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ
ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
Объединяющим технологическим
признаком этой группы способов литья
является заливка формы выдавлива-
нием жидкого металла снизу вверх из
тигля установки через металлопровод
под действием создаваемого в них пере-
пада газового давления \рг (рис. 1).
К литью под регулируемым перепа-
дом газового давления Др относятся
три способа литья.
Литье под низким регулируемым давлением
287
а)
6)
о)
Рис. 1. Схемы способов литья:
а •— под низким давлением; б — с противодавлением; в — вакуумным всасыванием;
I •— расплав; 2 — камера, герметизирующая тигель с расплавом; 3 — крышка камеры;
4 металлопровод; 5 литейная форма; 6 — литник; 7 —* камера, герметизирующая
форму
I. При наличии в полости формы
давления газа, соответствующего атмо-
сферному (рф = Ратм)» заливка осу-
ществляется благодаря избыточному
давлению газа (рИЗб > ратм) наД зер-
калом расплава в тигле установки:
Др = Рт Рф = Ризб— Ратм» (О
где рт — давление над зеркалом рас-
плава в тигле.
Этот способ получил название литья
под низким давлением (ЛНД).
2. При давлении газа в полости
формы, превышающем атмосферное
(Рф>Ратм)» Для надежного заполнения
литейной формы расплавом перепад
давлений над зеркалом расплава в
тигле должен составлять
Др = Рт Рф — Ризб — (Ратм + Дрф)*
(2)
Заполнение форм расплавом вопреки
препятствию находящегося в ее по-
лости сжатого газа (Дрф) обусловило
название этого процесса — литье с про-
тиводавлением (ЛПД).
3. Способ литья вакуумным всасы-
ванием (Л В В) основан на прямо про-
тивоположном эффекте — устранении
Противодавления газа в полости формы
путем ее вакуумирования и достиже-
нии соотношения рф < ратм. В итоге
жидкий металл поступает снизу вверх
в полость формы под действием пере-
пада давлений:
Др = Рт Рф = Ратм Рвак* (3)
Скорость заполнения форм жидким
металлом при всех рассматриваемых
способах литья зависит от скорости
нарастания Др во времени t:
Wp = фДр/Z, (4)
где ф — коэффициент, учитывающий
гидравлическое сопротивление систе-
мы.
1. Литье под низким
регулируемым давлением
Общие положения. При литье под
низким регулируемым давлением
(ЛНД) (см. рис. 1, а) тигель (ковш)
с жидким металлом помещают в кор-
пус, который герметично закрывают
крышкой с встроенным в нее металло-
проводом. Литейную форму устанавли-
вают над заливочным устройством и
стыкуют посредством литника (пита-
теля) с верхним торцом металлопро-
вода. Нижний торец герметичного
металлопровода погружают до задан-
ного уровня в тигель с жидким метал-
лом.
В отличие от большинства извест-
ных способов литья, основанных на
заливке дозы жидкого металла непо-
288 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
средственно в форму или в промежу-
точное заливочное устройство [напри-
мер, камеру прессования машин литья
под давлением (ЛД)], в условиях ЛНД
жидкий металл, находящийся в тигле,
металлопроводе и полости литейной
формы, в течение всего процесса фор-
мирования отливки составляет еди-
ную гидравлическую, тепловую, сило-
вую и концентрационную замкнутую
систему.
Способ ЛНД имеет следующие пре-
имущества:
улучшены условия длительного тер-
мостатирования расплава, так как
тигель расположен в закрытой тепло-
изолированной и обогреваемой камере
агрегата заливки;
полностью решена проблема дозиро-
вания жидкого металла и его транспор-
тирования в полость литейной формы,
выполняющей функции дозатора;
снижена окисленность жидкого ме-
талла и исключена вероятность захвата
шлака и флюса с зеркала расплава
в тигле,1 так как жидкий металл заби-
рается 'металлопроводом с заданного
уровня и отсутствует его открытый
перелив в процессе заполнения форм;
имеется возможность управления
гидродинамическими параметрами
процесса заполнения полости форм
расплавом в результате изменения по
заданной программе скорости нараста-
ния перепада давлений wp (4), что по-
зволяет предельно упростить кон-
струкцию литниково-питающих систем
(ЛПС) при одновременном улучшении
качества заполнения форм жидким
металлом;
питание затвердевающей отливки
жидким металлом осуществляется не-
посредственно из тигля через металло-
провод установки и повторное исполь-
зование сливаемых из него остатков
незатвердевшего расплава; это позво-
ляет сократить расход жидкого металла
на литниково-питающую систему в 3—
10 раз (по сравнению со свободной
заливкой в кокиль);
гповышена плотность литого металла'
в результате устранения газовой пори-
стости и усадочных дефектов при при-
нудительном питании затвердевающей
отливки под избыточным давлением
жидкой фазы;
в контактной зоне на 20—30% уве-
личена скорость затвердевания, бла-
годаря интенсификации теплообмена
под действием перепада давлений Др,
что способствует измельчению струк-
туры металла отливки;
в 1,5—2 раза увеличена производи-
тельность благодаря сокращению про-
должительности затвердевания отлив-
ки и отсутствию затвердевающих при-
былей;
повышение плотности отливки и из-
мельчение структуры литого металла
сопровождается ростом его прочност-
ных (на 15—25%), пластических (1,5—
2 раза) и эксплуатационных (цикличе-
ская прочность, коррозионная стой-
кость, износ и др.) свойств;
повышена точность размеров и массы
отливок на 1—2 класса по сравнению
с кокильным литьем, уменьшены в
1,5—2 раза припуски на обработ-
ку резанием, предусматриваемые
ГОСТ 26645—85;
шероховатость поверхности отли-
вок может быть уменьшена по сравне-
нию с кокильным литьем с Rz — 160—
80 до Rz = 404-20 мкм;
обеспечивается получение отливок
с толщиной стенок 1,5—2,0 мм, т. е.
толщина стенок отливок в 1,5—2,5 раза
меньше, чем при литье в кокиль;
заполняемость литейных форм (бла-
годаря принудительному движению
расплава) возрастает в 1,3—1,5 раза,
что обеспечивает возможность полу-
чения крупногабаритных отливок при
средних толщинах стенки 3—6 мм;
Iвозможна полная механизация и ав-
томатизация всего технологического
цикла,_ начиная от операции заливки
вплоть до удаления из формы готовой
отливки; полная автоматизация про-
цесса позволяет применять ЛНД в гиб-
ких автоматизированных системах и
производствах;
тяжелый ручной труд заливщика
заменен функциями оператора и на-
ладчика машин ЛНД;
снижение на 30—50% потребности
в выплавляемом металле, отсутствие *
открытого зеркала и перелива жидкого »
металла в процессе изготовления отли-
вок улучшают условия труда рабочих
и экологическую обстановку в це-
лом.
।
Литье под низким регулируемым давлением
289
Технологические основы
процесса ЛНД алюминиевых
сплавов
Выбор номенклатуры
отливок и оценка их тех-
нологичности. Основную но-
менклатуру ЛНД составляют отливки:
к которым предъявляются повышен-
ные требования по плотности, герме-
тичности и прочности, а также по
пластическим или специальным (экс-
плуатационным) характеристикам;
протяженные тонкостенные, для ко-
торых при гравитационной заливке
заполнение форм не обеспечивается
или затруднено;
разностенные с одним или несколь-
кими тепловыми узлами, питание кото-
рых обеспечивается посредством одного
или нескольких металлопроводов или
коллекторов и переходных устройств,
обеспечивающих требуемое техноло-
гией рассредоточение литниково-пи-
тающей системы (РАСЛИТ-процесс,
при котором сокращается расход жид-
кого металла на литники и прибыли);
отливки, получаемые этим способом
вместо литья под давлением и подвер-
гаемые в дальнейшем согласно техни-
ческим условиям термической обра-
ботке, сварке и т. п.;
для изготовления нагруженных (си-
ловых) деталей, если необходимо сни-
зить их массу при сохранении эксплуа-
тационных свойств.
Применительно к ЛНД наиболее
технологичны отливки, конструкция
которых обеспечивает направленность
их затвердевания к одному питающему
узлу (металлопроводу) при одном гори-
зонтальном (преимущественно) или
вертикальном разъеме форм. Техно-
логичными являются также отливки
с несколькими тепловыми узлами, а
при РАСЛИТ-процессе — практически
с неограниченным числом тепловых
узлов, запитываемых с нижней по-
верхности горизонтально располагае-
мой отливки.
Наличие в отливке нескольких тепло-
вых узлов, расположенных в нижней
или верхней ее части, а также с раз-
ных ее сторон, снижает технологич-
ность отливки и приводит к усложне-
нию конструкции литниково-питающей
системы; так как в этом случае вводятся
Ю Ефимов
дополнительные многоярусные лит-
ники, питатели и местные верхние или
боковые прибыли с газовой или порш-
невой допрессовкой.
Отработку конструкции отливки на
технологичность применительно к спе-
цифике процесса ЛНД выполняют в со-
ответствии с требованиями ГОСТ
14.201—73—ГОСТ 14.204—73.
Для обеспечения свободного удале-
ния отливки из формы уклоны по ее
внешнему контуру должны быть не
менее 3°. По внутреннему контуру
отливки и в местах затрудненной усад-
ки уклоны увеличивают до 10°. При
оформлении отверстий в отливках ста-
ционарными стержнями или встав-
ками уклоны могут быть увеличены
до 15°.
Радиусы закруглений в отливке
выбираются согласно ГОСТ 10948—64,
но не менее 3 мм.
Предельные отклонения размеров и
массы отливки, припуски на обработку
резанием назначают в соответствии
с требованиями ГОСТ 26645—85 или
специальными техническими условия-
ми.
Расчет и проектирова-
ние литников о-п и т а ю щ е й
системы (ЛПС). Возможность уп-
равления в условиях ЛНД гидродина-
микой процесса заполнения полости
форм жидким металлом благодаря
соответствующему регулированию во
времени скорости нарастания давле-
ния в камере установки способствует
существенному упрощению конструк-
ции литниковой системы. Конструкция
же системы питания при ЛНД зависит
от конструктивных особенностей зат-
вердевающей отливки (разностенности,
числа и расположения тепловых узлов
и т. п.).
Основным требованием к конструк-
ции ЛПС при ЛНД (как и при литье
в обычных условиях) является обеспе-
чение затвердевания отливки по напра-
влению к питающему узлу (или узлам),
т. е. от периферии к центру и сверху
вниз к узлу сообщающегося с металло-
проводом распределительного коллек-
тора или промежуточного заливочного
устройства при ЛНД с рассредоточен-
ной литниково-питающей системой (по
типу РАСЛИТ-процесса). Этот прин-
цип конструирования ЛПС применяют
290 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
Рис. 2. Соотношения площадей сече-
ний Г, толщин 6 и ширины b отливок
и элементов литниковых систем
для отливок с односторонним распо-
ложением индивидуально питаемых
тепловых узлов. При наличии в отлив-
ках сложной конфигурации тепловых
узлов, расположенных не только снизу
отливки, но и на ее боковых и верхней
поверхностях, устанавливают допол-
нительные прибыли или применяют
ярусные системы питания.
При изготовлении тонкостенных про-
тяженных отливок используют развет-
вленные горизонтальные или верти-
кальные и нижние щелевые ЛПС.
Для обеспечения направленного за-
твердевания отливок необходимо, чтобы
их наиболее массивные части распола-
гались в форме в непосредственной
близости к металлопроводу или питаю-
щим элементам литниково-питающей
системы. Соотношения площадей сече-
ний F и толщин 6 элементов системы
и отливки (рис. 2) рекомендуется
выдерживать в пределах:
Гп = (0,65 4- 0,8) Гф;
Гл =(1,14- 1,2) Гп;
Fm> (1.1 - 1.3)/=•„;
6П = (0,8 - 0,9) ботл;
«л = (1,1 - 1,3) бп;
^м»
где с помощью индексов отл, п, л, м
обозначены соответственно параметры
отливки, питателя, литника и метал-
лопровода.
Для улучшения питания протяжен-
ных тонкостенных отливок (местные
увеличения толщины стенок в 1,5—
2 раза) могут быть использованы про-
мывники (табл. 1), которые размещают
по периметру отливки с шагом, при-
мерно равным длине L промывника.
Применение промывников способ-
1. Размеры (мм) промывников в зависимости от толщины
стенки отливки
Размер промывника Толщина стенки отливки, мм
2—4 5 — 8 9-15 Св. 15
В 6 10 16 20—30
ь 5 8 12 16—20
н 6 10 15 20—30
h 0,3—0,8 1,5-1,2 0,8—1,5 1,0—2,0
S 2 3—5 00 1 ю 10—15
1 20—30 20—50 30—70 40—100
L 30—40 30—60 40—80 50—120
Литье под низким регулируемым давлением
291
<
Рис. 3. Конструкции прибылей:
а — глухой; б — сообщающейся с ат-
мосферой с помощью венты; 1 и 2 — полу-
формы; 3 — отливка; 4 — прибыль; 5 —
вента
Рис. 4. Способы подвода сжатого газа
в прибыль:
а — с помощью стакана; б — с помощью
венты; 1 и 2 полуформы; 3 — стакан;
4 — вента; 5 — канал для подвода газа
ствует также более качественному
оформлению верхней части тонкостен-
ных отливок, а во всех других случаях
(когда скорость расплава в момент
завершения заполнения формы пре-
вышает 1—2 см/с) исключает возникно-
вение гидравлического удара.
Питание отдельно расположенных
тепловых узлов отливки в условиях
ЛНД осуществляется с помощью слив-
ных или специально заполняемых рас-
плавом закрытых прибылей. При не-
большой массе (до 0,2 кг) прибыли
могут выполняться глухими (рис. 3, а).
При этом над зеркалом расплава в при-
были создается давление газа, соответ-
ствующее избыточному давлению, соз-
дающемуся в данном сечении формы
к концу заливки.
Прибыли, работающие под атмосфер-
ным давлением, необходимо дополни-
тельно теплоизолировать в торцовой
части (например, листом асбеста тол-
10е
щиной 3—5 мм) и установить в ней
вентиляционную пробку (рис. 3, б).
Эффективность действия прибыли
повышается также при создании в ней
дополнительного избыточного давле-
ния на жидкий металл с помощью сжа-
того газа (рис. 4) или поршня (рис. 5).
В последнем случае наиболее эффек-
тивно использование прессования теп-
лового узла отливки предварительно
затвердевшим под поршнем металлом
[2].
Допрессовку прибыли, питающей от-
дельный тепловой узел, осуществляют
после полного затвердевания приле-
гающих к нему более тонких стенок
отливки.
Для повышения плотности отливок
(особенно при литье широкоинтерваль-
ных сплавов) используют технологи-
ческий прием отсечки жидкого металла
от металлопровода в зоне его стыковки
с литниковой системой формы сразу
292 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
Рис. 5. Допрессовка отливки предва-
рительно затвердевшим металлом:
1 и 2 — полуформы; 3 — прессующий пор-
шень; 4 — намороженный металл
по завершении операции заливки. Пос-
ле этого непосредственно над-зеркалом
расплава в прибыли создают компрес-
сорное газовое (0,1—0,6 МПа) или
поршневое (5,0—20,0 МПа) давле-
ние.
Определение оптимальной скорости
(^опт) заполнения форумы. Скорость w$
заполнения полости формы расплавом
при ЛНД зависит от динамики нара-
стания газового давления над зерка-
лом жидкого металла в тигле уста-
новки:
И)ф = KpWp, (5)
где Кр — коэффициент пропорцио-
нальности, учитывающий соотношение
геометрических параметров (сечений)
тигля и полости формы, гидравличе-
ские потери и значение плотности жид-
кого металла [7]; шр — скорость нара-
стания газового давления над зерка-
лом металла в тигле.
Оптимальной скоростью и>опт за-
полнения полости форм расплавом
является такое предельно большое
значение и>ф, при котором, однако, не
происходит нарушения сплошности по-
тока, значительного фонтанирования
струи при переходе из каналов с мень-
шим сечением в большие и отсутствует
захлестывание потока. Это достигается
при условии
^опт (^спл» ^фн» ^зхл), (6)
Где и>спл, и>фн и иУзхл “— максималь-
но допустимые значения скорости за-
полнения форм исходя из условий со-
хранения сплошности потока, отсут-
ствия фонтанирования и захлестыва-
ния струи соответственно.
Значение Доспл определяют из выра-
жения
где Яекр — критерий Рейнольдса (пре-
дельно допустимое для данных кон-
кретных условий критическое число);
v — коэффициент кинематической
вязкости расплава, являющийся
функцией его состава и температу-
ры [15]; 6—характерный размер рас-
сматриваемого сечения литника, пита-
теля и формы.
Допустимые значения ReKp зависят
от способа литья, сложности конструк-
ции литниково-питающих систем и са-
мих отливок. В условиях свободной
заливки [11] ReKp равно: для про-
стых отливок 2600—1350; для слож-
ных — не более 780. Превышение ре-
комендуемых значений ReKp приводит
к нарушению сплошности свободной
поверхности расплава, возникновению
ее разрывов, захвату потоком металла
воздуха и плен при встрече с высту-
пающими частями полости формы. В ус-
ловиях регулируемой заливки при
ЛНД допустимое значение ReKp [20,
32] может быть увеличено до 3000 без
нарушения сплошности движения по-
тока расплава.
Значение предельно допустимой ско-
рости потока о,фн при выходе из узкого
сечения формы в широкое с учетом
ограничения высоты фонтанирования
струи (0 < Яфн < 6Лит) определяют
из зависимости
"ф« - ’ • <8)
где <р — коэффициент скорости; ф =
= 0,00025/(6] + 1000 6?); 6] — ширина
узкого канала формы, м.
Литье под низким регулируемым давлением
293
При ТУфн = зависимость (8) при-
нимает вид
ф ’ (9)
где п — безразмерный коэффициент.
Предельно допустимое значение ско-
рости потока расплава при встрече
с преградой или при резком повороте,
при котором не происходит захлесты-
вания потоком воздушных включений
или преждевременная закупорка венти-
ляционных каналов в верхней части
формы, определяется зависимостью
шзхл = ф У^х/^ (1 —еМА)].
(Ю)
где 61 и 62 — ширина каналов соот-
ветственно в узком и широком сече-
ниях формы; х — смещение осей этих
сечений; при х — 0 ад3хл — 0, т. е.
ограничение (10) теряет смысл.
Время заполнения низких отливок
[25] без корректирования избыточного
давления может быть определено по
формуле
*зал = А&пМт,
а сечение F канала (металлопровода
или питателя), подводящего расплав
в полость формы, — по формуле
F=A4/(1,42-10-2р7зал УЙу), (И)
где М — масса отливки; р — коэффи-
циент расхода; Н — металлостатиче-
Ский напор.
Для отливок, высота ЛОтл которых
соизмерима с величиной создаваемого
при ЛНД избыточного давления р =
== уН, выраженного с учетом сниже-
ния скорости заливки по мере подъема
уровня расплава в форме, зависимость
(11) принимает вид [25]:
F =ЗЛ4Яотл/{2/залН Уй № УЙ ~
-(Я-Л0тл)УЯ-Л0ТЛ]|. (12)
Принято считать, что качественное
заполнение полости литейной формы
при любом способе литья обеспечи-
вается в том случае, если к моменту
окончания заполнения формы твердая
фаза из расплава не выделяется, т. е.
заполнение формы осуществляется пе-
регретым расплавом [27]. Для боль-
шинства отливок, за исключением осо-
бо тонкостенных и протяженных, такое
условие соблюдается. Тогда согласо-
вание гидродинамических и тепловых
параметров процесса литья при любом
способе заливки (в том числе и под
низким давлением) обеспечивается ре-
шением тепловой задачи нахождения
времени отвода теплоты перегрева
от расплава в форму по известным
методикам [4, 10, 27] и определением
пути L, пройденного расплавом за это
время при установленном выше значе-
нии оптимальной скорости потока рас-
плава в форме:
L — ttJon-rG- (13)
Для определения t± в таком случае
используют формулу
h = -£1^2- In ~ гФ , (14)
а ' кр * ф
где — теплоемкость расплава; 60 —
половина толщины стенки отливки;
а — коэффициент теплопередачи на
границе отливка—форма; Ткр, 7з и
Тф — температуры соответственно
кристаллизации, заливаемого распла-
ва, формы.
При ЛНД алюминиевых сплавов
в металлические формы для Тф = 220
и 350 °C а равна соответственно 1745
и 1165 Вт/(м2-°С) при толщине покры-
тия 0,2—0,4 мм, содержащего, %
(мае. доля): талька 20, жидкого стек-
ла 3, воды 77.
Для других материалов и толщин
покрытий значение а ориентировочно
может быть определено сравнением
полученной жидкотекучести в постоян-
ной пробе L» с жидкотекучестью, изме-
ренной для известного выше значе-
ния а»
При получении тонкостенных отли-
вок условие (13) часто не выполняется.
Затвердевание потока расплава начи-
нается раньше, чем происходит окон-
чательное заполнение полости формы.
В этом случае протяженность запол-
ненного канала формы L определяют
по значению жидкотекучести L», рас-
считываемой как
= о)опт (^ + /2),
294 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
где /а определяется из формулы
А
а (ТКр Тф)
X (2 — А — А* + А») (15)
при о < А < 1;
(16)
при А > 1;
. 0=^2. X
X (Т8-Тф).
В формулах (15) и (16) Л — тепло-
проводность; q — удельная теплота
кристаллизации; Тл и Тс — темпе-
ратуры ликвидуса и солидуса спла-
ва; п — показатель степени (для алю-
миниевых сплавов № 1); 9 — перепад
температур в поперечном сечении
канала.
При Ьж^^отл обеспечивается ка-
чественное заполнение формы; при
Ьж < ЬОтл Для качественного запол-
нения формы необходимо увеличить
время /ж жидкоподвижного состояния
расплава (например, снижая коэффи-
циент а контактного теплообмена за
счет увеличения начальной темпера-
туры формы или изменяя толщину и
состав теплоизоляционного покрытия
форм).
При изготовлении отливок, для кото-
рых время заполнения форм расплавом
значительно меньше продолжитель-
ности затвердевания (/зал < /зтв),
расчет продолжительности затверде-
вания металла в металлической или
песчаной форме осуществляют по мето-
дикам, изложенным в работах [1, 10].
В полученное значение продолжитель-
ности затвердевания отливки в обыч-
ных условиях (/зтв) необходимо внести
коррективы, учитывающие интенсифи-
кацию процесса теплообмена отливки
с формой под действием избыточно^
давления. Эта зависимость (по Г. П. Бо-
рисову) может быть представлена в
виде
ехр (-К,Др), (17)
где Кр — опытный коэффициент, за-
висящий от состава сплава.
При одном и том же перепаде давле-
ний Др в контактной зоне эффект
влияния этого перепада на сокращение
продолжительности затвердевания от-
ливки будет тем больше, чем меньше
выдержка с момента соприкосновения
расплава со стенками формы до момента
приложения давления (табл. 2).
Создаваемый при ЛНД перепад дав-
лений Др улучшает теплообмен в кон-
тактной зоне не только из-за более
плотного контакта в начальной стадии
процесса, но и способствует увеличе-
нию продолжительности контакта меж-
ду металлом отливки и стенкой формы
до образования зазора. Эта зависи-
мость является линейной (согласно
экспериментальным данным Д. М. Бе-
ленького):
^ = {к+^Р, (18)
где /£ и /0 — продолжительность
контакта затвердевающей корочки с по-
верхностью формы соответственно под
действием Др и в атмосферных усло-
виях; Кк — коэффициент, характери-
зующий прочностные свойства корочки;
определяется графически как тангенс
угла наклона экспериментальной пря-
мой /к = f (Ар). Например, для от-
ливки из сплава АЛ2 толщиной 30 мм
Кк = 157.
Вентиляционная сис-
тема форм. Технологически не-
обходимую скорость заполнения ли-
тейной формы можно обеспечить при
своевременном удалении газов из по-
лости формы, что при литье в металли-
ческие или другие газонепроницаемые
формы осуществляется системой вен-
тиляции. Для этого используют зазоры
по стыку частей матриц, специальные
воздухоотводные канавки, вентиля-
ционные пробки, зазоры между матри-
цами и выталкивателями отливок и др.
Необходимую общую площадь вен-
тиляционных каналов, обеспечиваю-
щую в форме отсутствие противодавле-
ния и сохранение оптимального режима
заполнения формы, рассчитывают для
алюминиевых сплавов по формуле
(^отл ~Ь ^л.с)
(^мет + ^ф)
Я^^ОПТ»
(19)
Литье под низким регулируемым давлением
295
2. Зависимость продолжительности затвердевания отливки *х
от времени выдержки (до момента приложение перепада давления)
Перепад давления Др, МПа Т’зал» °C 6 •• слоя краски, мм Время вы- держки, с • ^ЗТВ’ с
0 630 0 0 37
720 40
780 0,25 51
0,05 630 0 16
6 25
780 0 , 15
3 19
6 22
0,25 о | 34
*х Материал отливки — алюминиевый сплав АЛ2.
♦2 Толщина стенки отливки 60ТЛ ~ 19 мм.
где Л = 0,0096 (с/м)0’5 (для алюминие-
вых сплавов); 70ТЛ и ^л. с — объемы
соответственно отливки и литниковой
системы; Лмет и Иф — высоты соответ-
ственно свободного пространства в ме-
таллопроводе и полости литейной фор-
мы с литниковой системой; и>опт —
оптимальная скорость заливки
формы под низким давлением.
Для определения площади щелевых
вентиляционных каналов рекомендует-
ся формула
F > (1,7 -5- 2,4) Ротл^/УТ;, (20)
где F0TJI — площадь сечения отливки
в направлении, перпендикулярном на-
правлению потока расплава; Тв —
начальная температура воздуха в
форме (Гв « Тф).
Вентиляционные пробки устанавли-
вают в тех местах формы, где возможно
скопление газов, но затруднено их
удаление.
Ввиду того, что вентиляционные
каналы в процессе эксплуатации форм
могут засоряться, необходимо при
конструировании оснастки предусма-
тривать возможность легкого удаления
вентиляционных пробок для очистки.
Конструкции пробок и их размеры,
рекомендуемые при литье в кокиль,
приведены в табл. 3.
При литье под низким давлением от-
ливок с развитыми горизонтальными
поверхностями для исключения воз-
можности появления местной утяжки
вследствие неравномерного контакта
расплава с поверхностью формы, на
таких участках при свободном расте-
кании необходима простановка допол-
нительных вентиляционных пробок или
нанесение сетки вентиляционных кана-
лов на горизонтальных участках по-
лости формы (рис. 6).
Подготовка жидкого ме-
талла. Так как в машинах ЛНД
агрегаты заливки эксплуатируют в раз-
даточном режиме работы, то сплав
в эти агрегаты заливают в готовом со-
стоянии.
Выбор типа плавильных печей для
цехов и участков ЛНД осуществляют
по общепринятой методике в зависи-
мости от типа производства, назначе-
296 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
3. Размеры (мм) вентиляционных пробок [14]
d dt dt l D Dt R Площадь про- ходного се- чения (типы 1 и 2), мм2
Номи- нальное значение Допуск
10 -0,065 -0,035 9,4 9,6 8 25 24 20 2,2 9,5
12 -0,070 -0,040 11,4 11,6 10 26 22 11,6 7,8
16 НО,070 -0,040 15,4 15,6 14 30 30 26 3,5 15,0 10,3
20 * 19,4 19,6 17 34 30 19,0 13,2
25 ♦ Ь0,095 -0,050 24,4 24,6 21 38 34 23,6 16,4
30 ♦ 29,4 29,6 26 44 40 28,5 19,5
♦ Номинальные диаметры пробок типа 3.
ния литых деталей, специфических
свойств сплава и особенностей его
приготовления.
Из известных способов рафинирова-
ния алюминиевых сплавов в условиях
литья под низким давлением прием-
лемы те, которые можно осуществить
за короткое время с минимальными
потерями температуры металла после
его выпуска из плавильных печей.
К этим способам, в первую очередь,
относится рафинирование расплава
жидкими флюсами в металлораздаточ-
ных ковшах.
Жидкий флюс приготовляют в уста-
новках конструкции КТИАМ. Рабо-
Литье под низким регулируемым давлением
297
чая температура флюса 750—800 °C.
Для рафинирования алюминиевых
сплавов могут быть применены жидкие
флюсы, содержащие, % (мае. доля):
1) NaC145; КС145; Na2TiFe 5; K2TiF65;
2) NaCl 32—38; KC138—42; NaF 15—
18; NaAlFe8—10.
Более перспективно и эффективно
электрошлаковое рафинирование [22],
при котором высокая активность шла-
ковой ванны поддерживается электри-
ческим током. В установке для обра-
ботки 300 кг жидкого металла (такую
вместимость имеет -большинство агре-
гатов заливки установок ЛНД, выпу-
скаемых Молдавским ПО «Точлитмаш»)
процесс рафинирования длится 3—
5 мин. В рафинирующую установку
металл заливают непосредственно из
плавильной печи, а выпускают в раз-
даточный ковш через летку.
Простым и легко встраивающимся
в технологическую цепочку ЛНД мето-
дом рафинирования является фильтра-
ция через кусковой фильтр [13],
представляющий собой определенной
толщины слой однородных кусочков
фильтрующего материала — шамота,
магнезита, кремнезема или сплавов
хлористых и фтористых солей.
Перед заливкой металла в люк агре-
гата заливки машин ЛНД устанавли-
вают разогретую до 700 °C окрашенную
стальную воронку с помещенным в нее
фильтром. Толщина слоя фильтрую-
щего материала 80—100 мм.
Заливку формы из ковша проводят
таким образом, чтобы над фильтром
в воронке был слой металла 10—15 мм,
а истечение расплава из воронки в ти-
гель машины ЛНД происходило под
затопленный уровень. В этих условиях
полностью исключается возможность
повторного окисления расплава в про-
цессе заправки заливочных агрегатов
машин ЛНД жидким металлом.
Расчет теплосиловых
параметров процесса
формирования отливки
является одним из наиболее ответствен-
ных этапов проектирования техноло-
гии литья. Применительно к процессам
литья под воздействием давления кри-
терий /Спит оценки качества питания
отливки может быть представлен в виде
отношения
Я ПИТ = Рр/Рпит» (21)
В)
Рис. 6. Вентилирование форм для по-
лучения отливок с развитыми гори-
зонтальными поверхностями:
а — простановкой вентиляционных про-
бок: б — нанесением вентиляционных ка-
навок
где рр и Рпит — давления соответ-
ственно рабочее, действующее со сто-
роны узла питания отливкиа и расчет-
ное, необходимое для полной компен-
сации объемной усадкн отливки путем
фильтрации;
_ nKah^yt"-^ „
ПИТ Хф (6 - 2К8/п) ’
где п — показатель степени, отражаю-
щий закон роста твердой фазы; К3 —
коэффициент затвердевания; h — про-
тяженность питаемого участка; ъу —
коэффициент объемной усадки при
затвердевании; t — время от начала
затвердевания; рж — плотность сплава
в жидком состоянии; /Сф — коэффи-
циент фильтрации [кг/(м2- с • МПа)], рав-
ный массе расплава, профильтрован-
298 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
2
Кф f кг/(Н'С'МПа)
Рис. 7. Зависимость коэффициента
фильтрации от содержания кремния
в алюминиево-кремниевых сплавах
ной за 1 с через 1 м2 площади проход-
ного сечения кристаллического кар-
каса при перепаде давления в 1 МПа/м;
6 — толщина пластины.
Экспериментальные значения /<ф для
бинарных алюминиево-кремниевых
сплавов приведены на рис. 7. Зависи-
мость времени образования сплошного
кристаллического каркаса и перехода
затвердевающей отливки к стадии
фильтрационного питания от содержа-
ния кремния в алюминиевом сплаве
представлена на рис. 8.
Рис. 8. Время затвердевания отливки
диаметром 55 мм в кокиле с исходной
температурой 25 °C в зависимости от
содержания кремния:
/ — общее время затвердевания; 2 — вре-
мя схватывания каркаса кристаллов
Из формулы (22) следует, что для
достижения наиболее благоприятных
условий питания отливки необходимо
максимально сократить дистанцию пи-
тания отливки Я пит- Эту задачу можно
решить, организуя направленное за-
твердевание отливки к узлу питания —
к металлопроводу в условиях ЛНД.
Эффективность мероприятий по обеспе-
чению требуемой направленности за-
твердевания можно оценить (по
Ф. М. Котлярскому) с помощью кри-
терия
/Сд. в = 2 tg (<х/2) 4~ /пб//Сзтв, (23)
где а — угол расширения (плюс) или
сужения (минус) отливки по направле-
нию к узлу питания; т — коэффициент
снижения интенсивности затвердева-
ния отливки в направлении узла пита-
ния, являющийся производной коэф-
фициента затвердевания /<зТВ по вы-
соте отливки; 6 — толщина отливки
в рассматриваемом сечении.
Экспериментально установлено, что
качественное питание отливок из алю-
миниевых сплавов гарантируется при
Кн. з О Л •
Требуемую направленность затвер-
девания отливки осуществляют сле-
дующими способами:
создают требуемое температурное по-
ле по высоте формы для отливки типа
клина; в этом случае
Ткр
2Я0 tg (а/2) 1 |±кн. s/(218 (“/2))
Т So J>
(24)
где Ткр = (Тл — Тс)/2 — средняя
температура кристаллизации сплава;
— расстояние от противоположного
узлу питания торца отливки до рас-
сматриваемого сечения; 60 — толщина
противоположного узлу питания осно-
вания клина (минус в квадратных
скобках и плюс в показателе степени
соответствуют сужающемуся к узлу
питания клину, а обратные знаки —
расширяющемуся); Тфо — температу-
ра формы у основания клиновидной
отливки со стороны, противоположной
(Т’кр - Т’Фо) 1 Т
Литье под низким регулируемым давлением
299
узлу питания; для пластины форму-
ла (24) принимает вид
Т'ф = Т'кр (Ткр ТФо) X
X ехр (- Ян. 8Я0/6); (25)
изменяют толщину 6П покрытия по
высоте стенки формы; оптимальное
значение 6П рассчитывают по формуле
«В = (^зтв/с) П - ехр (-*н.8Я0/б)Ь
(26)
где /Йтв — коэффициент затвердева-
ния при отсутствии покрытия; с —
коэффициент пропорциональности;
изменяют толщину 6К стенки кокиля
(без учета толщины слоя краски);
оптимальное значение бк определяют
из зависимости
6к = б°кехр(ЗКнз/?1/6), (27)
£ О
где Ок — толщина стенки кокиля в се-
чении, прилегающем к узлу питания;
Н1 — расстояние от рассматриваемого
сечения до узла питания.
Эффективными способами управле-
ния направленностью затвердевания
отливки являются также: регулирова-
ние перепада давлений в контактной
зоне отливка — форма, использование
технологических напусков, регулиро-
вание процесса развития конвектив-
ных потоков в отливке со стороны ме-
таллопровода, раскрытие частей формы
и подрыв стержней в процессе затвер-
девания отливки и др.
Конструирование и эксплуатация ос-
настки. При ЛНД деталей из алюми-
ниевых сплавов в основном применяют
металлические формы (кокили). Могут
быть использованы также песчаные и
оболочковые формы, а также керами-
ческие, изготовленные по выплавляе-
мым моделям. В металлические формы
при необходимости устанавливают су-
хие песчаные, оболочковые или кера-
мические стержни.
По своим технологическим возмож-
ностям ЛНД занимает промежуточное
место между литьем в кокиль и литьем
под давлением. Однако при конструи-
ровании оснастки следует иметь в виду,
что по условиям теплосилового взаимо-
действия между отливкой и формой
оснастка для ЛНД ближе к металли-
ческим формам, применяемым при
литье в кокиль. Поэтому при конструи-
ровании форм для ЛНД необходимо
учитывать требования к кокилям, изло-
женным в ГОСТ 16241—70, ГОСТ
16246—70—- ГОСТ 16249—70,
ГОСТ 16253—70—ГОСТ 16259—70,
ГОСТ 16262—70.
В большинстве случаев кокили для
ЛНД имеют горизонтальный или вер-
тикальный разъем. Зазоры по плоско-
стям разъема формы и между ее состав-
ными частями (вставками) не должны
превышать 0,2 мм. Для уменьшения
опасности прорыва жидкого металла
по плоскости разъема формы выпол-
няют замок в виде уступа или устана-
вливают металлические щитки, кото-
рые крепят к одной из полуформ.
При проектировании кокилей боль-
шое значение имеет правильный выбор
толщины и материала их рабочих
стенок, определяющий стойкость ко-
киля против образования трещин и ко-
робления, а в конечном итоге его дол-
говечность.
Полуформы кокилей для мелких и
средних отливок рекомендуется изго-
товлять из серого чугуна марок не ни-
же СЧ20 по ГОСТ 1412—85 с пони-
женным содержанием серы, а для сред-
них и крупных отливок — из высо-
копрочного чугуна марок не ниже
ВЧ 50 по ГОСТ 7293—85. Для коки-
лей с жидкостным охлаждением ис-
пользуют стали 25, 30 и 35 по
ГОСТ 1050—74; для металлических
стержней — стали У 7 и У10 по
ГОСТ 1435—74 или ЗОХГСЛ и 35ХГС
по ГОСТ 4543—71.
Расчет толщин стенок металличе-
ских форм при ЛНД может быть вы-
полнен графическим методом.
В формах с горизонтальной пло-
скостью разъема предпочтительнее вы-
талкивание отливок осуществлять из
верхней полуформы, что позволяет
автоматизировать процесс удаления
отливки. В серийно выпускаемых ма-
шинах литья под низким давлением
АЛУГ-3 и 83105 (ЛА-01) предусмотре-
ны средства для выталкивания отливок
из верхней полуформы и удаления от-
ливок за пределы машины с помощью
манипуляторов.
При совпадении поверхности отлив-
ки с плоскостью разъема формы целе-
300 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
сообразно совмещать функции вытал-
кивателей с функциями контртолка-
телей.
При ЛНД теплоизоляционные по-
крытия (краски) толщиной более
0,4 мм, наносимые на рабочие поверх-
ности кокиля, недолговечны из-за более
плотного контакта отливки с формой
и требуют постоянного обновления, что
связано с непроизводительными про-
стоями оборудования. Поэтому надеж-
ную тепловую изоляцию литниковой
системы необходимо предусматривать
при конструировании металлических
форм. Хорошо зарекомендовала себя,
например, конструкция литниковой
втулки с толщиной стенки до 5 мм из
стали ЗОХГСЛ или 35ХГС по ГОСТ
4543—71. Между втулкой и стенкой
кокиля предусматривают зазор 3—
5 мм, который создает достаточно высо-
кое термическое сопротивление при
отводе тепла от металла, находящегося
во втулке. Для увеличения коррозион-
ной стойкости рабочей поверхности
втулки на ее поверхность наносят тон-
кий слой (до 0,2 мм) кокильной краски
на основе окиси цинка.
Таким же способом рекомендуется
теплоизолировать и другие необходи-
мые участки кокиля или металличе-
ских стержней с той только разницей,
что зазор между тонким телом и основ-
ной стенкой кокиля плотно заполняют
молотым жженым асбестом.
Системы охлаждения или обогрева
металлических форм при ЛНД кон-
структивно не отличаются от тех, кото-
рые применяют для обычных коки-
лей.
При эксплуатации оснастки особое
внимание необходимо уделять состоя-
нию и своевременному восстановлению
на поверхности форм технологических
покрытий. В случае незначительных
повреждений покрытия можно восста-
навливать на месте (без съема форм),
удалив перед этим остатки изношенного
покрытия металлической щеткой. Еже-
недельно рекомендуется полностью об-
новлять теплозащитные покрытия. Для
очистки рабочей поверхности кокиля
от изношенного покрытия можно при-
менять облегченные беспыльные дро-
беструйные аппараты ГИЛ, дробе-
струйные пистолеты ДП-1-Г и наборы
специальных щеток.
Появляющиеся в процессе эксплуа-
тации кокилей трещины и поврежде-
ния площадью до 100 см2 и глубиной
до 1,5 см можно исправлять с помощью
специальных паст.
Эффективным способом ремонта по-
врежденных мест стальных кокилей
является заварка дефектов и наплавка.
Для ремонта чугунных кокилей реко-
мендуется электродуговая сварка чу-
гунными электродами с титанографито-
кремнистой обмазкой с подогревом
кокиля до 300—400 °C.
Технологические материалы. При
ЛНД используют технологические ма-
териалы, необходимые для надежной
работы агрегата заливки и металло-
провода, и материалы, применяемые
при обслуживании литейных форм.
Материалы для изготовления метал-
лопроводов установок ЛНД должны
удовлетворять следующим требова-
ниям: быть химически устойчивыми
в средах металлических и шлаковых
расплавов и не корродировать в них;
не терять прочностных свойств при
рабочих температурах разливки спла-
ва; обладать достаточной термостой-
костью; быть устойчивыми в окисли-
тельной газовой атмосфере и герметич-
ными при рабочих давлениях и тем-
пературе.
Для изготовления металлопроводов
рекомендуется применять следующие
материалы: жаростойкий чугун [со-
держит, % (мае. доля): С 3,3—3,5; Si
2,0—2,5; Сг 2,5—3,5; А1 4,5—5,5;
Р до 0,3; S до 0,1], титановый сплав
ВТ 14 по ГОСТ 19807—74 и плавлено-
литой жаростойкий материал на основе
фторфлогопита по ТУ 21 УССР 283—80.
Из жаростойкого чугуна рекомендуется
изготовлять тигли для агрегатов за-
ливки. Изделия из жаростойкого чу-
гуна должны пройти отжиг в окисли-
тельной среде при температуре 850—
900 °C в течение не менее 24 ч.
Металлопроводы из титанового спла-
ва марки ВТ 14 подвергают термодиф-
фузионной обработке в твердом бескок-
совом карбюризаторе (ГОСТ 2407—73)
при температуре (1250± 10) °C. Перед
обработкой на поверхность металло-
проводов наносят пасту, содержащую,
% (мае. доля): сажи голландской
(ГОСТ 18307—72) 8; скипидара
Литье под низким регулируемым давлением
301
4. Составы покрытий для металлопроводов и кокилей [24]
Содержание, % (мае. доля)
Краска оксида цинка жидкого стекла мела асбесто- вой муки графита воды
Цинковая 21—28 15 1,5—3.0 3 — 5 — 69,5—77,5 77
Меловая — 3,8—7,5 15—22 — — 70,5—81,2
Асбестовая 10,0 10,0 3,5 17,5 40 8,7 — 40,0 70,3
Графитовая — 12,5 — — 25,0 62,5
(ГОСТ 1571—76) 36; вазелина техниче-
ского (ТУ 38-101180—71) 56. Длитель-
ность выдержки при нагреве 3—4 ч.
Для защиты поверхности чугунных
и титановых металлопроводов от взаи-
модействия с жидким металлом, а
также для создания дифференциро-
ванного теплоотвода от различных час-
тей металлических форм применяют
специальные покрытия (табл. 4). Крас-
ки наносят пульверизатором на рабо-
чие поверхности, предварительно на-
гретые до 150—220 °C. Цинковые крас-
ки (см. табл. 4) рекомендуются в ка-
честве покрытий для матриц формы,
а асбестовые — для литниково-питаю-
щей системы.
Для смазывания трущихся частей
оснастки и для уменьшения усилия
извлечения из отливок металлических
стержней или выступающих частей
форм применяют коллоидальный гра-
фит В-1 (ОСТ 6-98-429—74).
Кроме красок, для защиты поверх-
ности металлопроводов и чугунных
тиглей, а также для облицовки рабо-
чих поверхностей керамической кладки
агрегатов заливки ванного типа исполь-
зуют обмазки, состав которых приве-
ден в табл. 5.
5. Составы огнеупорных обмазок [24]
Номер обмазки Содержание, % (мае. доля)
молотых жидкого стекла фтористого натрия кремнефто- ристого натрия
шамота магне- зита асбеста
1 50 25 — 23,5 1.5
2 70 8 —— 20,0 —- 2
3 38 18 36,0 —
4 15 61—64 8 12—15 ' * 1
5 26,2 17,4 — 55,3 1.1
Примечания: 1. В смесь номер 3 добавляют, % (мае. доля): окиси
хрома 4; мочевины 4.
2. Во все смеси воду добавляют сверх 100 %.
302 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
Рис. 9. Влияние низкого давления
иа величину кристаллов первичного
(/) и эвтектического (2) кремния в
сплаве ВКЖЛС-2
Шамотный и магнезитовый порошки
должны быть не крупнее 0,5 мм.
Сыпучие компоненты смесей тща-
тельно перемешивают, после чего в них
добавляют жидкое стекло и кремне-
фтористый (или фтористый) натрий.
Воду добавляют до получения тесто-
образного состояния. В обмазку № 3
оксид хрома вводят разведенным в во-
де (1 : 10).
Обмазки наносят слоем 3—5 мм
на подготовленные поверхности при
Рис. 10. Влияние давления на времен-
ное сопротивление (кривые 1 и 2) и
на пластичность (кривые 3 и 4) спла-
вов системы А1—Si:
1 и 4 — р == 0,02 МПа; 2 и 5 — р =
== 2,8 МПа
0,020,040,1 020,4 1,0 2,0 4,0 10 20 40
р, МПа
Рис. 11. Зависимость прочностных
свойств отливок из сплава АЛ9 от
избыточного давления.
Условные обозначения способов литья:
О—под низким регулируемым давлением;
— с газовой допрессовкой металла при-
были; • — с поршневой допрессовкой ме-
талла прибыли
комнатной температуре, предвари-
тельно провяливают при этой темпе-
ратуре 3—4 ч, затем сушат 3—4 ч
при 150—200 °C.
Структура и свойства отливок. ЛНД
оказывает существенное влияние на
структуру, физико-механические и экс-
плуатационные свойства отливок. Так,
например, в отливках из заэвтекти-
ческого сплава ВКЖЛС-2 воздействие
низкого давления вызывает эффект
модифицирования первичного крем-
ния, размеры кристаллов которого под
давлением 0,05 МПа уменьшаются
почти в 1,5 раза, а при давлении
0,075 МПа — в 2 раза (рис. 9). Плот-
ность металла отливки толщиной 10—
50 мм повышается на 1,3%, твер-
дость — на 8%, а прочность на раз-
рыв — более чем на 20%.
Под действием давления увеличение
прочности отливок зависит: от состава
сплава (при прочих равных условиях)
(рис. 10); от возрастания абсолют-
ной величины давления (рис. И).
Плотность отливок (особенно в осе-
вой зоне) заметно возрастает под дей-
ствием давления (рис. 12).
Повышение прочности и плотности
сплавов достигается также благодаря
Литье под низким регулируемым давлением
303
снижению в условиях ЛНД темпера-
туры заливки (табл. 6). Так, для сплава
АЛ9 в результате снижения Тзал на
100 °C при изготовлении отливок тол-
щиной 18 мм под давлением р —
= 0,1 МПа их прочность увеличи-
вается на 17,5%, а плотность — на
0,7 %. Формирование отливок под из-
быточным давлением способствует по-
вышению таких эксплуатационных ха-
рактеристик, как коррозионная стой-
кость и др.
Оборудование. Машина ЛНД содер-
жит: механизм сборки и разборки форм
и стержней (по сути кокильный ста-
нок), агрегат заливки, гидравличе-
скую, пневматическую и электриче-
скую системы и пульты управления
работой машины. Необходимые пере-
мещения узлов машин и форм в соот-
ветствии с заданным циклом обеспе-
чиваются гидроприводами. С помощью
пневматической системы создается не-
обходимое по технологии получаемой
отливки нарастание давления газа
над зеркалом расплава в агрегате за-
ливки в режимах заполнения полости
форм расплавом, питания затверде-
вающей отливки под избыточным дав-
лением и сброса давления по заверше-
нии цикла ее формирования. В связи
с этим в машинах ЛНД применяют
пневмосистемы, обеспечивающие тре-
буемое непрерывное или дискретное
(в две-четыре ступени) нарастание и
регулируемый сброс давления газа
в агрегате заливки.
Машины ЛНД отличаются высокой
степенью механизации и автоматиза-
ции всего цикла изготовления отлив-
ки, начиная с операции заполнения
форм жидким металлом вплоть до
извлечения из них готовой отливки.
При массовом производстве отливок
из алюминиевых сплавов используют
машины 4545С, 4566, 4569.
На базе этих машин сконструи-
рован ряд новых машин ЛНД
(табл. 7).
Особенностью этих машин является
применение стационарной печи сопро-
тивления ванного типа, поворотной
нижней плиты и выносного механизма
выталкивания отливки из нижней
полуформы [19].
К универсальным относятся машины
серии ЛАУНД, в которых исполь-
Рис. 12. Влияние низкого давления
на плотность отливок диаметром
0,05 м из сплава АЛ2:
1 — в приповерхностной зоне; 2 — в осе-
вой зоне отливки
зуется уравновешенный графитовый
тигель ТГ500. Машины снабжены
системами термостатирования оснастки
в пределах 175—275 °C и управления
режимом нарастания газового давле-
ния .оригинальной конструкции.
Эти машины могут быть выполнены
в трех компоновочных вариантах
(рис. 13), каждый из которых содер-
жит три типоразмера плит (от 320X
Х320 до 950X950 мм) и механизмы
для осуществления горизонтального
(ЛАУНД-11, ЛАУНД-21, Л АУН Д-31),
вертикального (ЛАУНД-12,
6. Прочность и плотность отливок из
сплава АЛ9 в зависимости от
температуры заливаемого металла
при избыточном давлении 0,01 МПа
Температура заливаемого металла, °C О_, МПа о р, г/смв
700 239 2,66
650 251 2,664
625 254 2,675
600 281 2,679
304 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
7. Технические характеристики машин литья под низким
давлением конструкции НИИлитавтопрома
Параметры Модель машины
4646 4654
Размеры рабочего места на плитах, мм Вместимость печи, кг Габаритные размеры машины, мм 520Х 520 160 2700X1945X 3630 1000X800 320 3700Х 3400Х 4240
Параметры Модель машины
4673 4188-ОЗМП
Размеры рабочего места на плитах, мм Вместимость печи, кг Габаритные размеры машины, мм 500Х 500 160 2700Х 1945X 3900 900Х 800 600 6130X 5280X 4751
Другие параметры машины 4188-ОЗМП: расстояние между
плитами 300 и 900 мм; усилия закрытия и раскрытия полуформ соответственно
200 и 122 кН; усилие выталкивания отливок 271 кН; мощность печи 50 кВт;
масса машины 16 т.
ЛАУН Д-22, ЛАУН Д-32) и комби-
нированного (ЛАУНД-13, ЛАУНД-23)
разъемов форм.
В универсальных машинах, разра-
ботанных НИИСЛ, верхний силовой
цилиндр крепится консольно. Ма-
шины этого типа 59У44, 59У66 и
59У64 (табл. 8) выпущены небольшими
сериями.
Серийно производятся специализи-
рованные машины типа АЛУ (табл. 9).
С целью повышения производитель-
ности при производстве мелких отли-
вок используют двухкокильную маши-
ну АЛУ-IM с двумя металлопроводами
и комбинированным разъемом форм
(рис. 14). Машина снабжена устрой-
ствами для отсечки металла, посту-
Рис. 13. Схемы ЛНД типа ЛАУНД:
а, б и в — варианты исполнения машин соответственно 1, 2 и 3; 1 — раздаточная
печь; 2 — основание; 3 — рама; 4 — гидроцилиндр вертикального перемещения полу-
формы; 5 — цилиндры горизонтального перемещения полуформ
Литье под низким регулируемым давлением
305
8. Технические характеристики универсальных машин конструкции НИИСЛ
Параметры Модель машины
59У44 59У64 59У66
Размеры рабочего места на плитах ма- шины, мм 800Х 500 630X 500 1000X 800
Ход плит, мм Усилие раскрытия плит, кН: 250 630 500
боковых 125 — —
верхней 160 300 200
Усилие выталкивания отливки, кН 300 400
Емкость тигля, кг 200 250 200
Машинное время вспомогательного хо- да, с 55 32 45
Габаритные размеры, мм 2770Х2150Х Х4220 1930Х 1500Х Х5600 3000Х 2500Х Х3840
Масса машины, кг 14 650 5600 —
9. Технические характеристики серийно выпускаемых машин
типа АЛУ
Параметры Модель машины
АЛУ-1М АЛУ-03 ЛА-01 (83105) АЛУГ-3
Размеры плит, мм:
горизонтальных
вертикальных
Расстояние * между плитами, мм
горизонтальными
вертикальными
Усилие, кН:
смыкания и раскрытия форм
выталкивания отливки
Число устанавливаемых форм
Вместимость агрегата заливки, кг
Высота подъема и опускания агрегата
валивки, мм
Мощность, кВт/ч:
нагревателей печи
общая установленная
Габаритные размеры машины, мм
Масса машины, кг
630X 400 800Х 500 630Х 500 1250Х Х1000
630Х 400 800 X 630 — —
800/400 820/400 700/200 1400/700
900/400 850/350
200 150/50 120/80
300 150 400
2 1
300 180 300
80 —
20 21 22
30 31,5 35
4500Х 3020Х 1620Х 3300X
X 1700Х X 1600Х Х1440Х X 1850Х
Х3430 Х3560 Х3650 Х3700
1300 9200 4950 10 500
♦ В числителе дроби — наибольшее значение параметра, в знаменателе —
наименьшее.
Примечание. Машины созданы в результате совместных работ
СКБТЛ Молдавского ПО «Точлитмаш» и ИПЛ АН УССР.
306 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
Рис. 14. Машина АЛУ-1М:
1 — гидроагрегат; 2, 3 и 5 — агрегаты соответственно заливки, вертикальных и гори-
зонтальных перемещений; 4 — устройство для отсечки жидкого металла
пающего в полость формы, от металло-
провода и осуществления поршневой
(АЛУ-1) или газовой (АЛУ-IM) до-
прессовки прибыли.
Однококильная машина АЛУ-03 сна-
бжена рабочей плитой с увеличенными
габаритными размерами 800X630 мм.
Для серийного и массового произ-
водства отливок при основном гори-
зонтальном разъеме форм выпускают
машины 83105 (АЛУГ-1) (рис. 15) и
83107 (АЛУГ-3) (рис. 16), размеры го-
ризонтальных плит которых соответ-
ственно 630X500 и 1250X1000 мм.
Для производств с частой заменой
сплава машину 83105 снабжают урав-
новешенным сменным тиглем. Для
удобства обслуживания заливочного
устройства и металлопровода в ко-
кильном станке машины предусмо-
трены механизмы подъема (на 150 мм)
и поворота в горизонтальной плоскости
на 90°.
В машине АЛУ Г-3 имеются меха-
низмы подъема (на 300 мм) и поворота
вокруг основной колонны на угол 90°
(в горизонтальной плоскости) нижней
рабочей плиты с полуформой и допол-
нительными гидроцилиндрами привода
боковых частей формы и стержней.
Вокруг этой же колонны при необхо-
димости осуществляется поворот зали-
вочного устройства машины отдельно
от нижней плиты или вместе с ней.
Машина содержит независимые друг
от друга механизмы подрыва и вытал-
кивания отливок из верхней и нижней
полуформ (соответственно усилия вы-
талкивания 350 и 400 кН). Машина
снабжена печью сопротивления ван-
ного типа вместимостью 300 кг. Пре-
дусматривается поставка машин
АЛУГ-3 с заливочными устройствами
на основе канальной индукционной
печи, ванной печи с силитовыми нагре-
вателями и со сменным тиглем. Уда-
ление отливок из зоны машин осуще-
Литье под низким регулируемым давлением
307
Рис. 15. Машина 83105:
1 — тигель в расплавленным металлом;
2 — печь; 3 — металлопровод; 4 — ниж-
няя полуформа; 5 — съемник отливок;
6 — верхняя полуформа; 7 — кокильный
станок; 8 — гидроцилиндр перемещения
подвижной плиты
ствляется с помощью механических
манипуляторов.
Английская фирма Dimo выпускает
машины ЛНД с основным горизонталь-
ным разъемом плит размерами, мм:
406—610 (машина VT) и 1825 X 910
(машина DB); вместимость сменных
тиглей соответственно 150 и 500 кг.
Машины снабжены механизмом для
опрокидывания станка в вертикальной
плоскости на угол 60°. Этим облегча-
ется доступ к стационарному заливоч-
ному устройству машины. Для сня-
тия и установки оснастки необходимы
дополнительные устройства.
В машинах фирмы Plume при обслу-
живании и ремонте заливочного уст-
ройства сдвигают кокильный станок
по горизонтальным направляющим.
Замена металлопровода и тигля осу-
ществляется тельфером, установлен-
ным на верхней плите станка.
Особенность машин фирмы Karl
Schmidt (ФРГ) — наличие только верх-
ней плиты. Нижняя подкокильная
плита является элементом оснастки и
устанавливается вместе с кокилем на
металлопровод агрегата заливки. Та-
кое решение упрощает конструкцию
кокильного станка машины, но
усложняет конструкцию кокиля. В аг-
регатах заливки машин применяют как
нагреватели сопротивления, так и ка-
нальные индукционные печи, срок
эксплуатации достигает полтора-два
года.
Известен также ряд конструкций ма-
шин ЛНД других фирм: Diversa (Ита-
лия), Heatloock (Великобритания),
Rimatic (Дания) и др.
Особенности ЛНД различных спла-
вов. Изменение физико-химических и
теплофизических свойств жидких и
кристаллизующихся сплавов в зави-
симости от состава входящих в них
элементов обусловливает ряд спе-
цифических особенностей процессов
ЛНД и выдвигает дополнительные
требования к используемым литейным
материалам и оборудованию.
Рис. 16. Машина АЛУГ-3:
/ — гидроагрегат; 2 — агрегат заливки;
3 — поворотная нижняя плита; 4 — съем-
ник отливок; 5 — подвижная верхняя
плита; 6 — цилиндр перемещения верх-
ней плиты и выталкивания отливок; 7 —
привод подъема поворотной плиты; 8 —
обогрев металлопровода; 9 — дополни-
тельные гидроцилиндры для извлечения
стержней; 10 — поворотная гильза; 11 —•
металлопровод; 12 — механизм подпру-
жинивания печи; 13 — механизм удаления
отливки из нижией полуформы
308 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
Рис. 17. Опытная установка ЛНД
черных и цветных металлов на базе
высокочастотной печи ЛПЗ-67:
1 — пульт управления; 2 — форма; 3 —
металлопровод; 4 — крышка печи; 5 —
устройство для поворота печи; 6 — ин-
дукционная печь; 7 — подвод воздуха
ЛНД чугунов. Исследования
особенностей технологии ЛНД серых
и высокопрочных чугунов были про-
ведены в ИПЛ АН УССР.
Особенности конструкции установок
ЛНД. При изготовлении массивных
чугунных отливок из серого чугуна
применяют установки ковшевого типа.
Установка представляет" собой футе-
рованную теплоизоляционным мате-
риалом герметичную камеру, в кото-
рой устанавливают сменный ковш с
жидким чугуном. Из-за отсутствия
дополнительного обогрева ковша его
вместимость рассчитывают на одну
или несколько отливок, продолжи-
тельность формирования которых на-
ходится в допустимых технологией
пределах снижения температуры жид-
кого чугуна в ковше установки.
Установки ЛНД для изготовления
мелких чугунных отливок должны обе-
спечивать термостатирование находя-
щегося в раздаточном тигле жидкого
металла на протяжении всего цикла
его разливки. С этой целью в установ-
ках ЛНД наиболее целесообразно при-
менение в тигельных или канальных
печах индукционного нагрева расплава
токами высокой, средней или промыш-
ленной частоты.
В качестве металлопроводов при
ЛНД серых и высокопрочных чугунов
могут быть использованы графитоша-
мотные трубы. Основное требование
к ним — герметичность при рабочих
значениях давления воздуха в уста-
новке и температуры разливаемого
чугуна.
В конструкции опытной установки
(создана ИПЛ АН УССР на базе вы-
сокочастотной печи ЛПЗ-67) герметич-
ный корпус (рис. 17) выполнен состав-
ным из двух колец асбоцементных
труб, по разъему которых проходят
токоподводы индуктора. Герметизация
корпуса установки осуществляется
стягиванием с помощью латунных шпи-
лек между фланцами из немагнитной
стали асбоцементных колец с резино-
выми уплотнениями.
Технология ЛНД чугуна. Расчет ос-
новных технологических параметров
и выбор конструкции литниковой си-
стемы при изготовлении чугунных
отливок осуществляют с использова-
нием приведенных ранее методик с уче-
том того, что под действием избыточ-
ного давления 0,15—0,2 МПа продол-
жительность затвердевания чугунных
отливок сокращается на 10—20%.
Для обеспечения направленного к ме-
таллопроводу затвердевания чугунной
отливки при одинаковом материале
формы и питателя отношение приве-
денных толщин питателя и отливки
должно составлять 0,85—0,9. При
литье в кокиль с утепленным питателем
это отношение может быть уменьшено
до 0,45—0,5.
Температура жидкого металла при
заполнении форм в условиях ЛНД
может быть снижена на 30—50 °C по
сравнению с гравитационной залив-
кой.
В зависимости от степени эвтектич-
ности чугуна, температуры заливки
и избыточного давления прочностные
свойства стандартных цилиндриче-
ских образцов d— 30 мм, полученных
в сухих формах из песчано-жидкосте-
кольной смеси, в среднем увеличива-
ются на 10—35% , твердость — на 10—
20% и плотность — на 1,0—2,2%.
При этом конечные результаты воздей-
ствия давления существенно зависят
от состава чугуна. Так, при практи-
чески равных значениях интервалов
затвердевания (70—75 °C) прирост
прочностных свойств у заэвтектиче-
ских чугунов при тех же значениях
избыточного давления оказывается в
Литье под низким регулируемым давлением
309
1,5—2,0 раза больше, чем у доэвтекти-
ческих.
Эффективно воздействие ЛНД на
эксплуатационные характеристики чу-
гунных отливок. Так, износостойкость
серого чугуна в образцах, отлитых под
низким давлением, в условиях трения
без смазочного материала в 1,5—
2,0 раза выше, чем в образцах, полу-
ченных свободной заливкой. Стендо-
вые испытания полученных методом
ЛНД корпусов из высокопрочного
чугуна показали, что они обладают
значительно меньшей (в 1,5 раза) оста-
точной деформацией по сравнению с се-
рийно выпускаемыми корпусами из
стали 45.
ЛНД сталей. Помимо повы-
шенных требований к стойкости мате-
риалов тигля и металлопровода при
ЛНД стали необходим контроль тем-
пературы и времени выдержки жидкой
стали в установках ЛНД в процессе
разливки, а также изменения ее хими-
ческого состава.
Особенности конструкции установ-
ки ЛНД. Обязательным элементом
установок ЛНД для получения мелких
стальных отливок является печь-тер-
мостат: индукционная, плазменная,
плазменно-индукционная, ЭШП и т. п.
В зависимости от способа нагрева могут
применяться керамические тигли из
высокоогнеупорных материалов или
гарнисажного типа. Компоновка уста-
новки ЛНД для стали на базе индук-
ционной печи примерно такая же, как
и для чугуна (см. рис. 17).
При ЛНД высоко- и среднеуглеро-
дистых сталей в качестве металлопро-
водов могут использоваться графито-
шамотные трубы. Во избежание наугле-
роживания низкоуглеродистых и спе-
циальных сталей и сплавов графито-
шамот заменяют на высокоглинозе-
мистые огнеупоры или тугоплавкие
соединения типа боридов, нитридов
и др.
Металлопроводы из огнеупорных ма-
териалов должны проверяться на гер-
метичность. В металлопроводе из ог-
неупорных керамических труб надежно
герметизирован должен быть верхний
металлический фланец (рис. 18).
При изготовлении крупных сталь-
ных отливок типа дисков железно-
дорожных колес, металлургиче-
Рис. 18. Металлопровод для установок
ЛНД черных металлов:
1 — графитошамотная труба; 2 — ме-
таллическая обойма; 3 — втулка; 4 —
огнеупорная обмазка; 5 — фланец
ских заготовок (слябов) [33], расхо-
дуемых электродов ЭШП и других
отливок используют установки ЛНД
со сменным ковшом.
Технология ЛНД стали. Необхо-
димость длительной выдержки жидкой
стали в режиме термостатирования
в тигле установки ЛНД при включен-
ном индукторе связана со значитель-
ными трудностями сохранения постоян-
ства ее химического состава. Как сле-
дует из данных табл. 10, уже через
16 мин выдержки в тигле печи ЛПЗ-67
после раскисления алюминием стали
50ГЛ угар марганца превышает 15%
(мае. доля), а углерода — 20% по
сравнению с исходным содержанием.
Прочностные свойства стали при этом
понижаются на 20—25%, а пластиче-
ские — почти в 2 раза. В условиях
ЛНД выдержка жидкой стали в тигле
печи с погруженным графитошамот-
ным металлопроводом сопровождается
процессом науглероживания, степень
развития которого зависит от исход-
ного состава стали и температуры
выдержки.
Положительное воздействие избы-
точного давления на физико-механи-
ческие свойства литой стали в опре-
деленной степени компенсирует вред-
ное влияние выдержки расплава при
заливке (табл. 11).
Выдержка небольшого количества
(50—60 кг) жидкой стали в установке
310 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
10. Изменение химического состава и механических свойств стали 50ГЛ
в результате длительной выдержки в тигле индукционной печи
(температура выдержки 1560—1590 °C)
Время выдержки в печи после раскисле- ний, мин Химический состав, % (мае. доля) Механические свойства
С Мп Si ав- МПа б, % ф. % НВ а . К МПа- м
1 0,50 1,02 0,23 768 15,2 19,4 200 0,32
6 0,49 1,02 0,23 736 18,8 29,2 200 0,26
16 0,39 0,87 0,23 587 8,2 14,6 195 0,29
25 0,33 0,65 0,23 —• — — —
35 0,28 0,39 0,23 — —— — — —
'ЛНД при постоянной температуре пе-
регрева (особенно более 80—100 °C)
и погруженном в расплав графито-
шамотном металлопроводе приводит
к значительному изменению ее хими-
ческого состава. Так, например, при
выдержке сталей ЗОЛ, 45Л, 55Л в тече-
ние 15—20 мин после раскисления
происходит интенсификация угара мар-
ганца при одновременном росте содер-
жания углерода в результате растворе-
ния графитошамотного металлопрово-
да (рис. 19).
В инструментальных сталях типа
У8Л и У12Л при выдержке в течение
1 ч практически не наблюдается изме-
нения содержания С и Мп. При дли-
тельной выдержке стали содержание
в ней таких элементов, как Si, Сг,
Ni, Мо, не изменяется.
Эффективной мерой предупреждения
угара Мп и прироста содержания С
при разливке сталей в установках
ЛНД с графитошамотным металлопро-
водом является повторное раскисле-
ние. Так, например, повторное раскис-
ление стали с введением 0,07—0,08%
(мае. доля) алюминия пдзволяет ста-
билизировать содержание Мп и С
жидкой стали еще на 20—25 мин.
Таким образом, общая продолжи-
тельность разливки сталей без суще-
11. Зависимость физико-механических свойств стали от
времени выдержки после раскисления
Мар- ка стали Способ литья Время после раскисления алюминием, мин НВ Ударная вязкость, МПа - и
55Л Гравитационная заливка Под низким давлением 4—5 20—25 214 ♦ 212 ♦ 0,29 *
У8Л Гравитационная заливка Под низким давлением 6 32 279 275 0,12
* Усредненные данные нескольких плавок.
Примечание. Стали подвергаются термической обработке—норма-
лизации и отпуску в течение 4 ч при температуре 600 °C.
Литье под низким регулируемым давлением
811
ственного изменения их химического
состава (по С, Мп, Si, Cr, Ni, Мо и
ряду других элементов) может быть
увеличена до 35—40 мин даже в ре-
жиме индукционного подогрева метал-
ла и постоянного его контакта с гра-
фитошамотовым металлопроводом.
При ЛНД сталей, содержащих более
0,6% углерода, науглероживание рас-
плава от графитошамотного металло-
провода не происходит.
При разливке сталей, содержащих
менее 0,35% углерода, время пребы-
вания графитошамотного метал ло-
провода в расплаве не должно превы-
шать 5—10 мин. В противном случае
происходит интенсивное науглерожи-
вание металла, а эрозия самого метал-
лопровода достигает 2 мм/мин.
Можно предположить, что при
литье в графитовые формы произой-
дет дополнительное науглероживание
стали. Однако из-за роста скорости
затвердевания корочки на рабочей
поверхности графитовой формы, вы-
званного повышенной теплопровод-
ностью графита, науглероживание по-
верхностных слоев в результате диф-
фузии углерода формы практически
не происходит даже при литье корро-
зионно-стойкой стали. В местах же
динамического воздействия струи
жидкой стали на поверхность графи-
товых форм возможно их эрозионное
разрушение. Помимо гидродинамиче-
ских и температурных режимов за-
ливки на стойкость графитовых форм
существенное влияние оказывает плот-
ность используемого графита. Увели-
чить стойкость графитовых форм можно
с помощью специальных защитных
покрытий.
Структура и свойства стали. В ус-
ловиях ЛНД значительно повышается
однородность литой стали. Замедле-
ние развития ликвационных процессов
(как зональной, так и междендритной
ликваций) является следствием интен-
сификации затвердевания отливок под
действием избыточного давления. Так,
например, в клиновидных стальных
пробах при ЛНД не выявлено замет-
ного различия в микротвердости ден-
дритных осей и межосных областей,
тогда как в пробах, изготовленных
методом гравитационного литья, это
различие достигает 25—35% .
0 20 $0 т, мин
Рис. 19. Изменение химического со-
става углеродистых сталей в процессе
длительной разливки металла при
температуре 1520—1560 °C:
/, 2 и 3 — содержание соответственно С;
Мп и Si
Неметаллические включения (НМВ)
при ЛНД глобулизируются. Количе-
ственный состав НМВ остается прак-
тически тем же, что и в случае грави-
тационного литья. Повышение в литой
стали содержания окисных включений
свидетельствует о нарушении приве-
денных выше технологических режи-
мов ЛНД и интенсификации эрозион-
ного разрушения графитошамотного
металлопровода из-за обезуглерожи-
вания его поверхностного слоя.
Действие избыточного давления при
ЛНД улучшает физико-механические
характеристики литых сталей. Этот
эффект (при равном перепаде давлений)
возрастает с переходом углеродистых
сталей издоэвтектоидной области в эв-
тектоидную или заэвтектоидную
(рис. 20). Рост абсолютной величины
312 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
0,05 0,1 0,15 Др,МПа 0,05 0,1 0,15 Др,МПа
Рис. 20. Улучшение механических
свойств и увеличение плотности отли-
вок из углеродистой стали в зависи-
мости от давления и температуры:
1 — 1560—1540 °C; 2 — 1540—1520 °C;
3 — 1520—1500 °C
перепада газового давления позволяет
в значительной мере нивелировать
наблюдаемую в условиях гравитацион-
ного литья зависимость, например,
плотности от химического состава стали
(рис. 21).
Улучшение физико-механических ха-
рактеристик стальных отливок, полу-
Рис. 21. Плотность стали в зависимо-
сти от содержания С при воздействии
низкого давления:
/ _ р = 0; 2 — р = 0,05 МПа; 3 — р =
= 0,1 МПа; 4 — р = 0,2 МПа
ченных методом ЛНД, обусловлено
измельчением структуры и повыше-
нием плотности литого материала
вследствие интенсификации процессов
затвердевания и питания отливки под
действием избыточного давления. Од-
нако широкого распространения метод
ЛНД стали не получил из-за отсут-
ствия стойких в среде жидких сталей
огнеупорных материалов, а также на-
дежных конструкций промышленных
установок ЛНД.
ЛНД меди и медных спла-
вов. К числу перспективных методов
литья меди и ее сплавов относится
литье под регулируемым перепадом
давлений, обеспечивающее улучшение
тех нико-экономических показателей
отливок.
Особенности конструкции установок
ЛНД. Из-за высокой химической ак-
тивности меди и медных сплавов плавку
каждой марки сплава проводят в от-
дельном тигле, как правило, в смен-
ных графитовых или графитошамотных
тиглях. Низкая механическая проч-
ность таких тиглей обусловила кон-
структивную особенность установок
ЛНД — наличие заливочных устройств
с уравновешенным (по отношению к
давлению газа) тиглем, помещаемым
в герметичную камеру.
Для поддержания требуемой техно-
логией температуры расплава (1100—
1250 °C) в тигле установки ЛНД могут
быть использованы различные способы
нагрева. Конструкции установок ЛНД
с индукционным обогревом тигля мало
чем отличаются от конструкции уста-
новок для ЛНД чугуна и стали. В ус-
тановках ЛНД медных сплавов с пе-
чами сопротивления наиболее часто
используют нагреватели из железо-
хромоалюминиевых сплавов ЭИ626 и
ЭИ595. Для высокоцинковистых лату-
ней могут найти применение нагрева-
тели из высокотемпературных нихро-
мов типа Х20Н80Т. Эффективно ис-
пользование в установках ЛНД мед-
ных сплавов нагревателей из кар-
бида кремния, дисилицида молибдена
и др.
Мощность нагревателей для печей
такого типа выбирают из расчета
1 кВт на 1 кг расплава. Применение
таких нагревателей в установках ЛНД
с уравновешенным тиглем требует до-
г
Литье под низким регулируемым давлением
313
полнительных устройств для гермети-
зации токоподводящих узлов.
Силитовые нагреватели более целе-
сообразно использовать в установках
ЛНД ванного типа, а также в установ-
ках с неуравновешенным тиглем с рас-
плавом, заключенным в герметичную
обечайку из коррозионно-стойкой
стали.
В условиях серийного производства
при постоянном использовании одной
марки сплава (или редкой их смене) и
работе установки ЛНД в трехсменном
режима целесообразно применять ин-
дукционные печи промышленной ча-
стоты с горизонтальным каналом. Гер-
метизация печей не вызывает затрудне-
ний. Металлопровод в этих печах
может располагаться как по обычной
схеме (опускаться через крышку в ван-
ну с расплавом), так и устанавливаться
непосредственно на горизонтальном ка-
нале. В последнем случае расплав по-
дают из канала печи в металлопровод
и полость формы с помощью магнито-
динамического устройства.
Металлопроводы. Из-за высокой
плотности жидкой меди и ее сплавов
к герметичности материалов и кон-
струкции металлопроводов предъяв-
ляются дополнительные требования,
которым в наибольшей мере соответ-
ствуют сплавы металлов. Однако высо-
кая рабочая температура (1100—
1250 °C) жидких сплавов меди прак-
тически исключает возможность при-
менения чугунных металлопроводов.
Металлопроводы из стали, покрытые
слоем краски на основе графита (со-
держащие, % (мае. доля): коллоидаль-
ного графита 8; жидкого стекла 3;
воды 89) толщиной 0,3—0,5 мм, пока-
зали удовлетворительную стойкость
(30—35 ч работы) при литье втулок из
оловянистой бронзы БрОЮСЮ, тем-
пература заливки которой составляет
1080—1100 °C. При литье же аналогич-
ных втулок из сурьмянистой бронзы
при температуре 1100—1150 °C стой-
кость такого металлопровода не пре-
вышала 1 ч.
Шамотные металлопроводы оказы-
ваются достаточно стойкими при взаи-
модействии с жидкими медными спла-
вами. Однако вследствие низкой тер-
мической стойкости такие металло-
проводы предварительно разогревают
до 500 °C, а перед выемкой из уста-
новки охлаждают с печью.
Графит как материал металлопрово-
дов обладает более высокой термостой-
костью и теплопроводностью. Однако
стойкость его при разливке медных
сплавов ограничена достаточно низкой
температурой (450 °C) начала интен-
сивного окисления.
В этом случае более перспективно
использовать графитошамотовые ме-
таллопроводы, для которых характер-
ны положительные качества как шамо-
товых, так и графитовых материалов.
К числу недостатков графитошамота
относится его недостаточная герме-
тичность при ЛНД меди и ее сплавов.
Граничные значения допустимой порис-
тости материала металлопровода обу-
словлены размерами сечения транзитив-
ных пор, при которой время дости-
жения критического размера пузырь-
ком газа на внутренней поверхности
металлопровода и его всплывания
до уровня литника /2 не должно пре-
вышать продолжительность затверде-
вания отливки /зтв /1 + /2-
Более надежным в эксплуатации яв-
ляется металлопровод в виде герметич-
ной металлической оболочки, облицо-
ванной внутри и снаружи неметалли-
ческими втулками или обмазками, не
реагирующими с жидкой медью и ее
сплавами.
Технология ЛНД меди и медных спла-
вов. При подаче расплава в полость
формы под избыточным давлением и
наличии укороченной литниковой си-
стемы температура заливки (Тзал) за-
висит от типа сплава (табл. 12) и
металлоемкости формы. Чем меньше
металлоемкость формы, тем выше Тзал.
При большой металлоемкости формы
металлопровод и литник в процессе
заливки хорошо прогреваются, что
обеспечивает направленное к металло-
проводу затвердевание отливки и ее
качественное питание при более низ-
кой Гзал.
Направленному затвердеванию мас-
сивных отливок способствует утепле-
ние верхней части металлопровода
втулками из стержневой смеси, а
в ряде случаев — втулками из экзо-
термической смеси, содержащей, %
(мае. доля): порошка алюминиево-
магниевого сплава (Mg 50; Al 50) 42;
314 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
12. Температура Т (° С) заливки медных сплавов
Сплав ^лик Т заливаемого сплава при литье
в песчаные формы и кокиль под низким давле- нием
БрСубФ 1 960 1180—1200 1130—1150
БрО5Ц5С5 975 1160—1200 1080—1100
БрОбЦбСб 967 1160—1200 1080—1100
БрОЮСЮ 925 1150 1060—1080
БрА9Ж4 1040 1100—1140 1050—1120
ЛК80-ЗЛ 890 1000—1080 1000—1080
медной окалины 54; жидкого стекла 4
[29].
Для предупреждения образования
пригара рекомендуется тщательная ок-
раска форм и стержней. При ЛНД
латунных отливок применяют водную
краску, содержащую, % (мае. доля):
порошка окиси цинка 75; талька 20;
жидкого стекла 5 (воды — до требуе-
мой консистенции) [5].
Примером особо тонкостенных от-
ливок из чистой меди могут служить
обмотки короткозамкнутых роторов
малогабаритных электродвигателей,
диаметр каналов dK которых состав-
ляет 0,8—2,5 мм.
При выборе Тзал роторов учиты-
вают заполняемость каналов и влия-
ние температуры перегрева меди на
ее электропроводность. С учетом по-
следнего обстоятельства Тзал не мо-
'жет быть больше 1200 °C. Вследствие
малой массы обмотки ротора раз-
ливка плавки жидкой меди массой
50 кг на установке ЛНД длится до
1,5—2 ч. Для предупреждения вред-
ного влияния на электропроводи-
мость меди процесса ее окисления ра-
сплав необходимо дополнительно рас-
кислять введением 0,05—0,07% РЗМ.
Выполненные по ранее приведенной
методике расчеты показали, что для
качественного заполнения обмотки ро-
тора медью необходимо выполнение
следующих условий: температура па-
кета железа и графитовой формы
должна быть равна Тф « 400 °C; ско-
рость подъема расплава в каналах
стержней — 0,15 м/с; скорость нара-
стания давления газа в установке
ЛНД — 0,017 МПа/с; температура
верхней части графитошамотового ме-
таллопровода — 900 °C; а максималь-
ный радиус пор в последнем — менее
0,01—0,02 мм.
Выбор основных технологических
параметров процесса ЛНД тонкостен-
ных отливок типа роторов из меди и
алюминия может быть выполнен по
номограмме (рис. 22).
Структура и свойства. Перепад
давлений в зоне контакта формирую-
щейся в условиях ЛНД отливки со
стенками формы интенсифицирует про-
цесс теплообмена между ними. В ре-
зультате происходит измельчение ли-
той структуры, сокращение протя-
женности зоны двухфазного состояния
и улучшение питания отливки. Два
последних условия имеют особенно
большое значение при литье широко-
интервальных сплавов, к числу кото-
рых относится большинство сплавов
меди.
На примере бронзы БрОбЦбСб
(табл. 13) можно показать, что пере-
пад давлений, создаваемый методом
ЛНД, оказывает существенное воз-
действие на физико-механические
свойства литого материала. При улуч-
шении физико-механических пара-
метров сплава улучшаются и эксплуа-
тационные свойства отливок.
Так, срок службы втулок из сплава
БрО5Ц5С5, полученных методом ЛНД,
увеличивается в среднем на 11 % по
сравнению со втулками, отлитыми
в песчаные формы, а в тяжелых усло-
виях эксплуатации (на крановом обо-
рудовании) с большими ударными на-
грузками — на 50%. Улучшение пи-
тания отливок при ЛНД приводит
s > Литье под низким регулируемым давлением 315
Мопт ’
200 300 000 500 800 700 800 900 1000 1100 Тф z
Рис. 22. Номограмма для определения оптимальных технологических режимов
ЛНД малогабаритных роторов электродвигателей из меди и алюминия:
2 — длина канала; соопт и (Ор— скорости соответственно оптимальная заполнения форм
и роста давления
к повышению их плотности и герме-
тичности. Так, например, если полу-
ченные в обычных условиях отливки
(с толщиной стенки 20 мм) из латуни
ЛК80-ЗЛ не всегда выдерживают при
испытании на герметичность давление
порядка 7 МПа, то в случае ЛНД
у они выдерживают давление 30—40 МПа
, [5].
{ ЛНД магниевых с п л а -
4 вов. При освоении ЛНД магниевых
J сплавов практически не существует
проблемы выбора стойких в их среде
материалов тигля и металлопрово-
дов.
Контроль качества, характерные ви-
ды брака и меры по его предупрежде-
нию. Контроль качества изготовлен-
ных способом ЛНД отливок осуществ-
ляется в соответствии с картой тех-
нологического процесса, разработан-
ной по нормативно-технической доку-
ментации, действующей на предприя-
тии.
бронзы БрОбЦбСб
13. Механические свойства отливок из
3 't t' Параметр * Способ литья
в песчаные формы в кокиль центробеж- ный вакуумным всасыванием под низким давлением
ов, МПа v gt , МПа к 6, % Ч>, % НВ 210 170 8,0 7,0 65 250 160 8,5 н,о 68 260 170 10,0 75 290 180 11,0 1 12,0 70
Г
I
>
$
г1
V
316 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
Качество изготовляемых ЛНД от-
ливок определяется качеством подго-
товки жидкого металла и литейной
оснастки, а также настройки пневма-
тической, электрической и гидравли-
ческой систем управления и исполни-
тельных механизмов машины ЛНД.
Необходимо осуществлять постоянный
контроль за соблюдением следующих
технологических параметров про-
цесса: температура, жидкого металла
в агрегате заливки (АЗ), верхней части
металлопровода, формы, металличе-
ских стержней, охлаждающей жидко-
сти на входе в каналы охлаждения
формы, отливки к моменту подрыва
стержней, ‘удаляемой из формы от-
ливки, скорость нарастания давления
в АЗ в период движения расплава
по металлопроводу, в каналах ЛПС
и полости формы, конечное давление
в период питания затвердевающей от-
ливки, скорость сброса давления в АЗ
по завершении цикла формирования
отливки.
Отклонения перечисленных и дру-
гих параметров технологической карты
процесса ЛНД приводит к браку от-
ливок, основные виды которого и ре-
комендации по его предупреждению
приведены в табл. 14.
Технико-экономические показатели.
ЛНД имеет ряд существенных преи-
муществ по сравнению с теми спосо-
бами литья, которые основаны на гра-
витационной заливке форм, например:
создаются оптимальные условия для
полной автоматизации технологиче-
ского цикла изготовления отливок;
осуществляется регулируемое запол-
нение литейной формы и питание от-
ливок под сверх атмосферным давле-
нием, позволяющим резко сократить
расход металла на литниково-питаю-
щую систему, снизить брак по литей-
ным дефектам и тем самым увеличить
выход годных отливок.
Масса переплавляемых отходов
в виде литников и прибылей при обыч-
ном литье в кокиль составляет 60—
80 и даже 100% массы отливки, а
при ЛНД не превышает 3—15%.
Следует учитывать> что металло-
емкая литниково-питающая система
при обычном литье в кокиль затверде-
вает медленно, что снижает производи-
тельность. При ЛНД производитель-
ность труда возрастает не только в ре-
зультате резкого снижения металло-
емкости литниково-питающей си-
стемы, но и благодаря увеличению на
15—20% скорости затвердевания от-
ливок.
Повышенная и регулируемая ско-
рость заполнения литейной формы при
ЛНД позволяет (в отличие от литья
в кокиль) получать более тонкостен-
ные отливки при сохранении их кон-
структивной прочности. В результате
достигается экономия дорогих и де-
фицитных цветных сплавов.
Большие резервы заключены в спо-
собе ЛНД для повышения качества
литых заготовок: повышение герметич-
ности, физико-механических свойств,
размерной точности и др.
Организация производства отливок
в цехах и на участках ЛНД в основном
та же, что и при изготовлении отливок
на кокильных машинах или машинах
литья под давлением, т. е. при про-
ектировании цехов и участков должны
обеспечиваться рациональные грузо-
потоки исходных шихтовых материа-
лов, жидкого металла и готовых отли-
вок с учетом требований техники без-
опасности и соблюдения противопожар-
ных мер.
Машины ЛНД отличаются от ко-
кильных машин и машин литья под
давлением отсутствием открытых раз-
даточных печей и располагающихся
рядом с машинами дозаторов различ-
ных конструкций. Агрегаты заливки
в машинах ЛНД размещают непосред-
ственно под кокильным станком, что
позволяет резко сократить потребность
в производственных площадях, а от-
крытые тигли с расплавом заменяют
герметично закрывающимися АЗ.
Это улучшает экологическую обста-
новку в литейном цехе и снижает вред-
ное воздействие на окружающую среду.
Последнее достигается еще и благо-
даря тому, что замена литья в кокили
процессом ЛНД позволяет на 30—
. 50% снизить объем расплавляемого
жидкого металла на одну тонну год-
ных отливок.
При установке в цехе одной-двух
машин ЛНД расположение агрегатов,
входящих в состав машины (собст-
венно машины, маслостанции, шкафа
управления), должно соответствовать
is
14. Возможные дефекты отливок их причины и меры предупреждения
Дефекты Причины возникновения Меры предупреждения
Газовые ра- ковины, по- ристость Завышенная скорость заполнения формы Недостаточная вентиляция формы Использование краски с высокой газотворной спо- собностью Некачественная покраска; наличие невентилируе- мых островков краски Газовыделение из материала формы или стержня, на неокрашенных участках Чрезмерная газонасыщенность расплава Попадание влаги или масла на рабочую поверх- ность формы Проникновение сжатого воздуха в металлопровод из за: ниже допустимого уровня расплава потери герметичности металлопровода Уменьшить скорость заполнения формы Прочистить венты, ввести дополнительную венти- ляцию Заменить краску Нанести сплошной слой краски, вентилируемый через плоскость разъема формы, венты, толкатели; выбрать оптимальную толщину покрытия формы Нанести слой краски на соответствующие участки формы и стержня Прорафинировать расплав Убрать влагу и масло с рабочей поверхности формы, устранить причину их появления Залить новую порцию расплава в заливочный агре- гат, заменить металлопровод новым, проверив его на герметичность
П оверхностные раковины Гидравлический удар, наличие на рабочей поверх- ности формы ржавчины или влаги (запотевание), перегрев формы, прорыв сжатого воздуха через нижний торец металлопровода Снизить скорость заливки и температуру расплава и формы, устранить ржавчину и влагу, покрасить браконосный участок формы и улучшить его вен- тиляцию, выполнить в верхней части формы техно- логическую глухую полость (демпфер), залить но- вую порцию расплава в заливочный агрегат
Литье под низким регулируемым давлением
Шлаковые и окисные включения Повышенная загрязненность расплава, малое рас- стояние между металлопроводом и днищем, плено- образование в металлопроводе Очистить тигель, прорафинировать расплав, уко- ротить металлопровод, устранить образование плен в металлопроводе (обдув инертным газом, поддер- жание уровня расплава у верхнего торца), устано- вить сетку или фильтр в литниковом канале
.шпг
Дефекты Причины возникновения
Усадочные ра- ковины, пори- стость и утя- жины Нарушение принципа направленности затвердева- ния отливки Преждевременное затвердевание расплава в метал- лопроводе Преждевременный сброс давления
Искривление поверхности при нормаль- ном питании отливки • Коробление затвердевающей корочки из-за нерав- номерного теплоотвода или неравномерного вы- талкивания из формы толкателями
Недоливы, неспаи Низкая температура расплава Нарушена покраска формы Недостаточная скорость заливки Недостаточная вентиляция формы Низкая температура формы Попадание влаги на рабочую поверхность формы Изменение химического состава сплава
Продолжение табл. 14
Меры предупреждения
Доработать конструкцию отливки и формы, про-
извести дифференцированную покраску рабочей
поверхности формы, использовать другие меры
р егулир уемого теплоотвода
Проверить исправность обогрева мета л л опр овода,
улучшить его теплоизоляцию, повысить мощность
нагревателей
Увеличить продолжительность затвердевания от-
ливки под избыточным давлением
Обеспечить равномерность теплоотвода, повысить
величину и скорость нарастания избыточного дав-
ления, отрегулировать ход толкателей
Повысить температуру расплава
Восстановить нормальный слой краски
Увеличить скорость роста давления в агрегате за-
ливки
Прочистить венты, ввести дополнительную венти-
ляцию
Повысить температуру формы
Удалить влагу с рабочей поверхности формы
Проверить химсостав, заменить сплав
818 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
Продолжение табл. 14
Дефекты Причины возникновения Меры предупреждения
Заливы (облой) по разъему формы Перекос или коробление формы Между частями формы по разъему попало твердое тело Недостаточное усилие запирания формы Повышенный перегрев расплава Повышенная температура формы Повышенная скорость заливки Гидравлический удар Устранить перекос и коробление формы Очистить поверхность частей формы в плоскости разъема от посторонних тел Проверить исправность механизма запирания фор- мы, повысить усилие запирания Снизить температуру расплава Снизить температуру формы Снизить скорость нарастания давления в агрегате заливки Выполнить в верхней части формы глухую полость
Деформация отливки Недостаточное время выдержки в форме до вытал- кивания отливки Недостаточная величина литейных уклонов в от- ливке Перекос плиты толкателей или кокиля при вы- талкивании отливки Увеличить время выдержки до выталкивания от- ливки Доработать кокиль по величине уклонов Обеспечить параллельность перемещения плиты толкателей и частей кокиля
Утяжины и завороты на верхнем торце Гидравлический удар при заполнении формы Уменьшить скорость заполнения формы. Окрасить места оснастки, формирующие верхнюю часть от- ливки, теплоизоляционной краской
Литье под низким регулированным давлением 319
320 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
Рис. 23. Схема ЛНД с отсечкой и по-
следующей поршневой допрессовкой
металла прибыли:
а — заполнение формы под низким давле-
нием; б — отсечка жидкого металла от
тигля с металлом; в — прессование за-
твердевающей отливки; 1 — герметичная
камера с расплавом; 2 — металлопровод;
3 — нож; 4 — форма; 5 — жидкий металл;
6 — стержни; 7 — прессующий плунжер
рекомендациям технического паспорта
на оборудование.
При создании специализированных
участков и цехов ЛНД маслостанции
размещают в отдельном изолированном
помещении, а шкафы управления —
на специальных эстакадах, которые
могут быть выполнены в виде застек-
ленных галерей с кондиционированием
воздуха.
Заправка АЗ машин ЛНД полностью
подготовленным (рафинированным и
модифицированным) в плавильном от-
делении цеха жидким металлом может
осуществляться с использованием
кранового оборудования, тельферов
или электрокар. Применение послед-
них предпочтительно в связи с их
повышенной маневренностью и воз-
можностью отказаться от затемняю-
щих цеховое помещение монорельсо-
вых путей.
Новые цеха ЛНД рекомендуется
проектировать двухэтажными, что поз-
воляет исключить напольный транспорт
горячих отливок в машинном отделе-
нии цеха, переведя его на первый этаж.
Разновидности процесса ЛНД. Одной
из разновидностей процесса является
ЛНД с отсечкой расплава в полости
формы от металлопровода (рис. 23)
с последующей поршневой допрессов-
кой металла прибыли или теплового
узла. В последнем случае эффективна
допрессовка предварительно закри-
сталлизованным металлом отливки
[31].
В другой разновидности процесса
ЛНД совмещается с РАСЛИТ-процес-
сом [3], обеспечивающим благоприят-
ные условия питания отливки (не-
зависимо от числа тепловых узлов),
т. е. температура нижней части формы
с питателями поддерживается по-
стоянной и примерно равной темпера-
туре заливаемого металла.
Преимущества принципиальной схе-
мы процесса ЛНД были использованы
в качестве высокоэффективной тех-
нологической основы при разработке
целого ряда новых способов литья,
при которых совмещается заполнение
форм способом ЛНД с последующими
процессами намораживания, выжима-
ния, литья под давлением, с кристал-
лизацией под давлением (жидкой
штамповкой), а также при создании
полунепрерывных процессов ЛНД за-
готовок и фасонных отливок и др,
2. Литье с противодавлением
Способ литья с противодавлением
(ЛПД) получил промышленное при-
менение благодаря разработкам бол-
гарских ученых [31 ], в результате
которых был создан ряд типовых тех-
нологий и освоен выпуск гаммы спе-
циализированного оборудования.
Общие положения. Основой способа
литья с противодавлением (ЛПД) яв-
ляется литье под низким давлением.
После смыкания полуформ и гермети-
зации формы (см. рис. 1, б) с помощью
кожуха в камерах заливочного устрой-
ства и формы синхронно увеличивают
давление газа до рабочего давления рр.
При этом движение расплава отсут-
ствует./ Необходимый для заполнения
полости формы жидким металлом пере-
пад давлений Ар образуется при умень-
шении на эту величину давления в ка-
мере с формой (рф = рр — Ар) или
соответствующего повышения давле-
ния газа над зеркалом расплава в тигле
установки (рт = Рр+ Ар). В итоге
Гпри ЛПД (как и при ЛНД) заполнение
форм расплавом осуществляется в ре-
зультате создания соответствующего
перепада давлений Ар = рт — рф.
Скорость заполнения форм расплавом
в обоих процессах зависит от ско-
Литье с противодавлением
321
роста шр нарастания перепада давле-
ний, а не его абсолютной величины
в данный момент времени.
Кристаллизация металла отливки
в полости формы протекает в условиях
воздействия на него газового давле-
ния рф. Таким образом, процесс ЛПД
совмещает в себе на стадии заливки
способ ЛНД, а в период кристаллиза-
ции — способ автоклавного литья
под всесторонним газовым давлением.
Особенности технологии. Одна из
основных особенностей технологии
ЛПД состоит в создании условий, при
которых еще до начала движения
вверх по металлопроводу и в про-
цессе заполнения полости формы жид-
кий металл находится в сжатом со-
стоянии, под действием избыточного
давления газа. Такой технологический
прием препятствует выделению раство-
ренных в металле газов не только при
затвердевании отливки, но и при
снятии перегрева жидкого металла
в процессе заливки. Реализуется та-
кая технология введением в конструк-
цию установки ЛПД верхней камеры,
герметизирующей состыкованную с ме-
таллопроводом литейную форму 5 (см.
рис. 1, б).
Расчет гидродинамических и тем-
пературных параметров процесса фор-
мирования отливки при ЛПД в основ-
ном осуществляется с использованием
тех же методик, что и для случая ЛНД.
Однако при этом необходимо учитывать
следующие обстоятельства. Повышение
под давлением плотности газа сопро-
вождается ростом его теплопроводности
и способствует интенсификации кон-
вективного теплообмена. В результате
продолжительность затвердевания от-
ливки при ЛПД (по сравнению с про-
должительностью затвердевания при
ЛНД) сокращается на 10—20%, что
также является следствием увеличе-
ния применяемых давлений (от 0,05—
0,1 МПа при ЛНД до 0,4—0,6 МПа
при ЛПД).
Увеличение при ЛПД плотности
газа, находящегося в полости литей-
ной формы, приводит к соответствую-
щему увеличению общей площади вен-
тиляционных каналов для его бес-
препятственного удаления в процессе
заполнения формы расплавом.
Размещение формы в камере, дав-
11 Ефимов
ление газа в которой превышает атмо-
сфер ное, способствует пр и ну дител ь ному
питанию тепловых узлов отливки рас-
плавом из размещаемых над ними пи-
тающих бобышек и прибылей незави-
симо от их числа.
Расчет объема прибылей и питаю-
щих бобышек выполняют по обще-
известной методике с учетом того, что
они работают под действием избыточ-
ного газового давления рф в камере.
Соответственно направленность за-
твердевания отдельных тепловых уз-
лов отливки должна осуществляться
по направлению к питающему их эле-
менту литниковой системы.
Способом ЛПД получают отливки,
шероховатость поверхностей которых
незначительна, так как газовое про-
тиводавление со стороны формы пре-
пятствует заполнению расплавом ми-
кронеровностей ее поверхности, что
особенно важно при изготовлении от-
ливок с песчаными стержнями.
Структура и свойства отливок. Наи-
больший эффект воздействия давления
на структуру и свойства металла до-
стигается при изготовлении массив-
ных отливок с расположенными с раз-
ных сторон многочисленными тепло-
выми узлами. Следствием интенсифи-
кации теплоотвода и улучшения усло-
вий питания отливки при ЛПД яв-
ляется заметное измельчение струк-
туры, повышение физико-механических
и эксплуатационных свойств литого
материала. Так, в отливке диаметром
160 мм под действием давления 0,4 МПа
количество зерен увеличивается в 1,4
раза по сравнению с литьем в кокиль
и в 1,15 раза — с ЛНД [8]. Сравни-
тельные данные о влиянии способа
литья на прочностные свойства отли-
вок из сплава АЛ9 приведены в
табл. 15. Анализ таблицы показывает,
что термообработка при литье с при-
менением давления позволяет проч-
ность отливок повысить на 25—35% .
Важным показателем процесса ЛПД
является не только рост прочности и
пластичности материала отливки, но и
выравнивание значений этих величин
по сечению отливки. Улучшение одно-
родности литого материала положи-
тельно сказывается на его эксплуата-
ционных характеристиках. Так, на-
пример, циклическая прочность полу-
322 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
15. Значения ов отливок из сплава
АЛ9, полученных различными
способами литья
Способ литья ав, МПа
Литье в кокиль 130—150 200—220
ЛНД 165—180 220—225
ЛПД 170—185 225—250
Примечания: 1. Давление
при ЛНД равно 0,1 МПа, а при ЛПД—
0,4 МПа.
2. В числителе дроби приведены
значения ств литого материала; в зна-
менателе— ов того же материала, но
после термообработки Т5.
Рис. 24. Машина литья с противодав-
лением типа ВП:
1 — герметичная печь с расплавом; 2 —•
металлопровод; 3 — форма; 4 — съем-
ник отливок; 5 — герметичный кожух;
6 — подвижная плита машины; 7 — ме-
ханизм вертикальных перемещений
ченных способом ЛПД корпусов ше-
стеренных насосов НШ46У возросла
по сравнению с литьем в кокиль в 1,5—
4 раза [81].
Оборудование. Для ЛПД исполь-
зуют вертикальные пневматические ма-
шины типа ВП с горизонтальной (или
наклонной) плоскостью разъема
(рис. 24). Заливочное устройство ма-
шин ВП состоит из электрической печи
сопротивления с уравновешенным тиг-
лем. Крышкой камеры печи служит
промежуточная плита с металлопро-
водом. Литейная форма монтируется
в герметичной камере, кожух которой,
как и верхняя половина формы, кре-
пится к верхней подвижной плите.
Выталкивание отливки из верхней
полуформы осуществляется отдель-
ным механизмом. Гидроприводы
смонтированы на верхней плите ма-
шины.
Техническая характеристика ма-
шин ВП приведена в табл. 16. На базе
этих машин выпускается ряд комплекс-
ных линий ЛПД, разрабатываемых
под конкретные технологические про-
цессы.
3. Литье вакуумным
всасыванием
При литье вакуумным всасывание'
(Л В В) получают полые заготовки в<
сыванием расплава в изложницу и пс
следующим сливом незатвердевшего
остатка обратно в тигель. Способом
ЛВВ могут быть получены также
сплошные отливки и слитки в водо-
охлаждаемых кристаллизаторах [17].
Общие положения. При ЛВВ полость
формы заполняется жидким металлом
под действием перепада давлений —-
атмосферного над зеркалом расплава
в ковше и создаваемого при вакууми-
ровании полости литейной формы, со-
общающейся с расплавом в тигле через
металлопровод.
Процесс ЛВВ осуществляют по двум
основным схемам: 1-я схема — ли-
тейная форма устанавливается в гер-
метичную камеру, соединенную с ме-
таллопроводом; 2-я схема — гермети-
зируется непосредственно полость
формы, сообщающаяся с металлопро-
водом. Последняя схема приемлема
лишь при использовании металличе-
Литье вакуумным всасыванием
323
16. Технические характеристики машин литья с. противодавлением
Параметры Модель машины
ВП250 ВП400
Размеры плит, мм 625Х 1025 700Х 1250
Расстояние между колоннами, мм 500Х 1000 550Х 1100
Усилие, кН:
запирания 480 700
выталкивания 160 300
Ход, мм:
выталкивателей 100 125
подвижной плиты 600 800
Вместимость тигля (по алюминию), кг 80 180
Мощность, кВт:
печи 16 21
двигателя 7,5 13
Длительность холостого хода, с 20 25
Габаритные размеры (длинах шири- 4300Х 2800Х 4000 4500Х 2750Х 4850
на X высота), мм
Масса машины, кг 7000 10 000
Модель машины
Параметры
ВП630 ВП1000
Размеры плит, мм 900Х 1600 1100Х 1600
Расстояние между колоннами, мм 700Х 1400 900Х 1400
Усилие, кН:
запирания 1200
выталкивания 400 ьио
Ход, мм:
выталкивателей 125 150
подвижной плиты 900 1000
Вместимость тигля (по алюминию), кг 300
Мощность, кВт:
печи с >7
двигателя 17 24,5
Длительность холостого хода, с 30 35
Габаритные размеры (длинах шири- 4900X 3370X 5660 4750Х 3490Х 5470
наX высота), мм
Масса машины, кг 12 000 17 000
/
324 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
ских форм. Наиболее широко эту
схему применяют при ЛВВ полых и
сплошных заготовок, а также слитков
в водоохлаждаемый кристаллизатор.
Благодаря герметичному кожуху сни-
маются какие-либо ограничения по
материалу формы и способам их из-
готовления, т. е. могут быть использо-
ваны формы, полученные практически
любым из известных способов, в том
числе формы из песчаных смесей, кера-
мические, гипсовые, графитовые, а
также формы из сыпучих и неметалли-
ческих материалов, изготавливаемые
методом вакуумно-пленочной формовки
по газифицируемым моделям. В по-
следнем случае в условиях ЛВВ до-
стигается дополнительный положи-
тельный эффект — принудительное
удаление из формы газов, образую-
щихся вследствие разложения поли-
стирола.
Кроме общих преимуществ способов
литья под регулируемым перепадом
газового давления для процесса ЛВВ
характерны следующие преимущества:
увеличенная заполняемость жидким
металлом полости формы позволяет
получать наиболее тонкостенные от-
ливки (до 1 мм и менее); практически
отсутствуют ограничения по газопро-
ницаемости применяемых литейных
форм, что позволяет использовать для
их изготовления более мелкозерни-
стые материалы, способствующие улуч-
шению качества поверхности отливок;
достигается минимальное газонасыще-
ние и окисление поверхности посту-
пающего в полость формы расплава;
вакуум в полости формы изменяет
условия затвердевания отливки, влияя
на характер теплообмена в зоне ее
контакта с поверхностью формы; ко-
личество выделяющихся из жидкого
и кристаллизующегося сплава газов
зависит от глубины вакуума и про-
должительности затвердевания от-
ливки.
Однако значительного улучшения
качества отливок под влиянием де-
газируюпщго' действия вакуума не
происходит. Наиболее сильное влия-
ние вакуум оказывает на улучшение
условий заполнения полости форм
жидким металлом. В целом же улуч-
шение качества отливок и слитков
достигается не под влиянием вакуума^
как дегазатора металла, а в результате
коренных изменений самой техноло-
гии формирования отливки в усло-
виях ЛВВ.
Особенности технологии. Получение
качественных отливок при ЛВВ за-
висит от правильного выбора гидро-
динамических параме!ров процесса за-
полнения полости формы расплавом,
методика расчета которых приведена
в работе [26]. Изменение давления рк
воздуха в камере установки в течение
времени t описывается уравнением
Рк = Рр + (Ра — Рр) ехр (— </<4,ст).
(28)
гДе Рр — исходное давление воздуха
в ресивере; ра — атмосферное давле-
ние; /уст—постоянная времени уста-
новки, которая может быть представ-
лена как произведение коэффициента
сопротивления установки и вмести-
мости ее пневмосистемы.
Время, в течение которого давление
воздуха в камере установки изменяется
от начального ра До необходимого рк,
определяется из зависимости
t = *уст In . (29)
Рк Рр
Значения f, рассчитанные по фор-
муле (29), отличаются от эксперимен-
тальных не более чем на 1 — 3%.
Значительное влияние на динамику
рабочего процесса оказывает пара-
метр со, характеризуемый отношением
со = Р'в^в/СНдр^ др)> (30)
где |1В} P-в и Ндр> ^др — коэффициенты
расхода и площади соответственно
вентиляционных отверстий и проход-
ного сечения дросселя.
С увеличением со возрастает интен-
сивность пульсации движущегося по-
тока расплава.
Поверхностное натяжение расплава
оказывает большое влияние на запол-
нение каналов формы менее 3 мм.
Скорость заполнения каналов более
3 мм не должна превышать 0,3—0,4 м/с
[26]. Скорость потока на других уча-
стках формы определяют из уравне-
ния неразрывности. Чтобы избежать
фонтанирования струи в начальный
момент заполнения формы, скорость
Литье вакуумным всасыванием
325
подъема расплава по металлопроводу ‘
должна находиться в пределах пм ==
= 0,05—0,1 м/с.
Для определения необходимого пере-
пада давлений д р = (ра — рр) для
получения отливок способом ЛВВ ис-
пользуют зависимость [28]
Др = у
/^ОТЛ
2
Яотл №2*зах
2^2<2ал 8
(31)
где Ям и Я0Тл — соответственно рас-
стояние от зеркала расплава в тигле
до верхнего торца металлопровода и
высота подъема расплава в полости
формы; р — коэффициент расхода
системы; /зал — оптимальная продол-
жительность заполнения формы рас-
плавом, определяемая из соотноше-
ния (15).
Авторами работы [26] для расчета
параметров неу становившегося дви-
жения жидкого металла йод дейст-
вием перепада давлений Др предло-
жена зависимость
АР =* Ч. + w2 (1 + S Q ТМ/(2Я) +
+ 32vMhwM/(gdJ + ahy^/g +
4о cos 0/d2 + ра, (32)
где h — высота подъема расплава над
его уровнем в тигле; и а — соот-
ветственно скорость и линейное уско-
рение потока расплава; d2 — гидравли-
ческий диаметр; о и ро — соответст-
венно коэффициент поверхностного на-
тяжения и требуемое дополнительное
давление для преодоления сопротив-
ления окисной плены.
Расчет тепловых параметров про-
цесса ЛВВ осуществляется по общей
методике с учетом материала формы,
типа отливки (для тонкостенной от-
ливки /зал «/зтв» Для толстостен-
ной /зал < /Зтв) и сплава [26, 29].
Структура и свойства отливок. Фор-
мирование отливок под действием пере-
пада атмосферного давления и пони-
женного давления газа в полости
формы (создание вакуума) способствует
значительному улучшению качества
(особенно тонкостенных отливок с тол-
щинами вплоть до 0,5 мм), измельче-
нию структуры и повышению физико-
механических и эксплуатационных
свойств, таких, как герметичность,
пневмо- и гидропрочность и др.
Установлено [35], что для отливок
из сплавов АЛ4, АЛ9 и др. с толщи-
нами стенок 10—40 мм увеличение
разрежения до 60 кПа способствует
увеличению предела прочности мате-
риала отливки на 20—70%, а относи-
тельного удлинения — в 2 раза и бо-
лее. Дальнейший рост разрежения
может вызвать снижение механиче-
ских свойств при неизменных тепловых
параметрах.
Изготовление отливок (например,
тонкостенных крышек, крыльчаток и
т. п.) способом ЛВВ взамен литья
в кокили позволяет снизить: шерохо-
ватость поверхности отливок (в 5—8
раз), расход металла на литниковую
систему и увеличить в 1,2 раза про-
изводительность труда за счет сокра-
щения продолжительности техноло-
гического процесса.
Оборудование. Однокр исталлизатор-
ная литейная машина ЛВП-2 предназ-
начена для получения способом ЛВВ
мелких отливок в медном водоохлаж-
даемом кристаллизаторе [17]. Ма-
шина представляет собой навесную
консольную конструкцию и содержит
механизмы поворота консоли с кристал-
лизатором на требуемый угол в гори-
зонтальной плоскости и механизм
вертикального перемещения кристал-
лизатора. Производительность машины
с одним кристаллизатором 100—120
отливок в час, а со сдвоенным — 170—
180.
Четырехкристаллизаторная машина
ЛВЧ-1 челнокового типа представляет
собой тележку, передвигающуюся по
расположенным над печью направляю-
щим. Перемещение тележки осуществ-
ляется с помощью электропривода.
Вертикально кристаллизаторы пере-
мещаются (как и на машине ЛВП-2)
с помощью пневмоцилиндра. Длина
хода поршня 0,5 м. Применение че-
тырех одновременно погружаемых
в расплав кристаллизаторов позволяет
получать 320—35Q тонкостенных
(/зтв 30 с) отливок в час.
А1ашина ЛВЧ-2 для получения круп-
ных отливок и слитков конструктивно
326 ЛИТЬЕ ПОД РЕГУЛИРУЕМЫМ ПЕРЕПАДОМ ГАЗОВОГО ДАВЛЕНИЯ
17. Технические характеристики установок литья
вакуумным всасыванием
Параметры установки Установка
ЧТЗ УВВ-901
Производительность: число отливок в час число форм в час Регулируемое разрежение в системе, кПа Диаметр вакуумной камеры, мм Усилие, кН: прижатия вакуумной камеры вертикального цилиндра механизма разборки формы Мощность печи, кВт Габаритные размеры (длинах шири- на X высота), мм Масса установки, кг Скорость откачивания вакуумной ка- меры, МПа/с Высота подъема вакуумной камеры, мм 30 40—80 300 6,86 19,6 18 3400X2600X2100 2450 ммМ 10—15 10—80 500 2500Х 2000Х 2680 6500 о,оо8±8:88§ 500±2
выполнена (как и машина ЛВЧ-1)
на тележке. Машина может работать
с одним или сдвоенным кристаллиза-
тором, внутренний диаметр которого
70—120 мм, длина до 1 м. Машина
монтируется на металлоконструкции
с размерами (длина X ширинах высота)
3,6Х 3X5,7 м. При вместимости раз-
даточной печи машины 600 кг макси-
Рис. 25. Установка для литья мето-
дом вакуумного всасывания колес
компрессоров:
1 — печь; 2 — металлопровод; 3 — стол
разборки залитой формы; 4 — траверса;
б — устройство для разборки формы; 6 •—
цилиндр с герметичным колпаком; 7 *=*
ресивер; 8 — вакуумный насос
мальная производительность ма-
шины составляет до 30 т отливок в
сутки.
Помимо машин ЛВВ с кристаллиза-
торами используют машины с различ-
ными формами, помещаемыми в ва-
куумную камеру. Установка ЛВВ,-
используемая на ЧТЗ (табл. 17) для
получения колес компрессоров, со-
стоит (рис. 25) из смонтированного
на специальной раме механизма подъ-
ема и опускания вакуумной камеры
(диаметром 300 мм), механизма раз-
борки формы, вакуумной системы,
пневматической и электрической си-
стемы управления [25].
Установка типа УВВ-901 представ-
ляет собой навесную конструкцию
с диаметром рабочей вакуумной ка-
меры 500 мм.
Процесс заполнения форм методом
вакуумного всасывания с последую-
щей кристаллизацией под всесторон-
ним газовым давлением может быть
реализован на машинах типа
ВЛМ-1500М. Такой процесс получил
название вакуумно-компрессионного
литья.
Список литературы
827
Отличительной особенностью про-
цесса, проводимого на этой машине,
является резкое улучшения качества
заполнения литейной формы под дейст-
вием вакуума и всестороннего газового
давления, применение которого приво-
дит к повышению плотности сплава и
устранению такого недостатка литья
вакуумным всасыванием как повышен-
ное выделение газов из расплава при
создании в полости формы разреже-
ния, приводящего к пористости в
склонных к газонасыщению сплавах.
Являясь универсальной, схема ма-
шины обеспечивает возможность раз-
дельного получения отливок как
вакуумным всасыванием, так и под
всесторонним газовым давлением.
Известны и другие способы комби-
нированного воздействия на расплав
вакуума и газового давления, но они
не получили широкого практического
применения.
Для получения отливок с исполь-
зованием при заполнении форм ваку-
умного всасывания и литья под низ-
ким давлением разработана специаль-
ная машина [29].
Список литературы
1. Анисович Т. А. Затвердевание
отливок. Минск.: Наука и техника,
1979. 232 с.
2. А. с. 572332. СССР МКИ В
22 D 17/001; В 22 D 27/14. Способ
получения отливок/Д. М. Беленький,
Г. П. Борисов, А. И. Семенченко
и др.
3. А. с. 937098. СССР МКИ В 22 С
3/00. Термостойкая паста для ремонта
металлических форм/Н. В. Ветошкин,
А. И. Овсянников, В. К. Кострыкин
и др.
4. Баландин Г. Ф. Основы теории
формирования отливки. М.: Машино-
строение. Ч. I. 1976. 327 с., Ч. II.
1979. 329 с.
5. Бедель В. К., Тимофеев Г. И.
Литье под низким давлением. М.:
Машиностроение. 1968. 259 с.
6. Белоусов Н. Н., Додонов А. А.
Комплекс оборудования и технологи-
ческий процесс производства тонко-
стенных отливок из цветных сплавов.
Л.: ЛДНТП, 1966. 25 с.
7. Борисов Г. П. Некоторые осо-
бенности гроцесса литья под регули-
руемым давлением//Теория и практика
процессов литья. Киев: ИПЛ АН
УССР. 1967. С. 127—132.
8. Борисов Г. П., Затулов-
ский С. С., Смолякова Л. Г., Голо-
ваченко В. П. Исследование структуры
и свойств отливок из алюминиевых
сплавов в литом и термообработанном
состоянии//Новое в литье с противо-
давлением. София: Изд-во Болгар-
ской Академии наук, 1978. С. 26—36.
9. Борисов Г. П., Шнитко В. К.»
Котлярский Ф. М. Резервы экономии
ресурсов при литье под регулируемым
давлением//Литейное пр о изводство.
1983. № 4. С. 25—26.
10. Вейник А. И. Расчет отливки.
М.: Машиностроение, 1964. 403 с.
11. Галдин Н. М. Литниковые си-
стемы для отливок из легких сплавов.
М.: Машиностроение, 1978. 195 с.
12. Годкин Ф. М., Майоров В. Н.,
Урузбаев Б. К. Технологические осо-
бенности изготовления тонкостенных
отливок литьем под низким давле-
нисм//Новое в литье под низким дав-
лением. Киев: Наукова думка, 1971.
С. 117—122.
13. Добаткин В. И. Плавка и литье
алюминиевых сплавов. М.: Металлур-
гия, 1970. 416 с.
14. Кокильное литье /Н. П. Ду-
бинин, О. А. Беликов, А. Ф. Вязаев
и др. М.* Машиностроение, 1967.
460 с.
15. Корольков А. М. Литейные
свойства металлов и сплавов. М.:
Изд-во АН СССР, 1960. 196 с.
16. Косинцев В. А., Пасик Л. М.
Массовое производство отливок из
алюминиевых сплавов вакуумным вса-
сыванием//Литейное производство.
1973. № 5. С. 17—18.
17. Ксенофонтов Б. М. Литье ме-
тодом вакуумного всасывания. —
Свердловск. М.: Машгиз, 1962. 168 с.
18. Литье в кокиль/С. Л. Бураков,
А. И. Вейник, Н. П. Дубинин и др.
М.. Машиностроение, 1980. 193 с.
19. Машины для литья под низким
давлением 4545 и 4566/Ф. А. Чахо-
вич, И. М. Чернецкий, С. Д. Лебеде-
ва и др.//Новое в литье под низким
давлением Киев: Наукова думка, 1971.
С. 200—203.
328
ЛИТЬВ ПОД ВСЕСТОРОННИМ ГАЗОВЫМ ДАВЛЕНИЕМ
20. Мусияченко А. С. Предельно
допустимые скорости течения распла-
ва в форме//Литейное производство.
1987. № 2. С. 16—17.
21. Некоторые особенности техно-
логического процесса изготовления
крупных литых заготовок под регу-
лируемым давлением/Г. П. Борисов,
В. А. Ефимов, В. Н. Карножицкий
и др.//Новое в литье под низким дав-
лением. Киев: Наукова думка, 1971.
С. 163—170.
22. Песчанский И. П., Дзыбал Л. Т.
Электрошлаковое рафинирование алю-
миниевых сплавов//Литейное произ-
водство. 1986. № 1. С. 12—13.
23. Пляцкий В. М. Бесковшовая
заливка и автоматическая дозировка
в литейном производстве. М.: Маш-
гиз. 1962. 1975. с.
24. РТМ 3-1109—77. Отливки из
алюминиевых сплавов: Типовой тех-
нологический процесс литья под низ-
ким давлением.
25. Рыжиков А. А., Тимофеев Г. И.,
Рощин М. И. Регулирование процес-
сов заполнения и затвердевания ме-
талла в форме при литье под низким
давлением//Литейное производство.
1965. № 5. С. 38—39.
26. Рыжков Н. Ф., Гини Э. Ч.
Литье методом вакуумного всасыва-
ния. М.: Машиностроение, 1982. 95 с.
27. Степанов Ю. А., Баландин Г. Ф.,
Рыбкин В. А. Технология литейного
производства: Специальные виды ли-
тья. М.: Машиностроение, 1983. 287 с.
28. Токарев Ж. В. Расчет глубины
вакуума при получении фасонных от-
ливок всасы ван ием//Литей ное произ-
водство. 1975. № 7. С. 21—22.
29. Чуркин Б. С., Гофман Э. Б.
Расчет литниковых систем при литье
вакуумным всасыванием и под низ-
ким давлением//Литейное производ-
ство. 1985. № 10. С. 21—22.
30. Шнитко В. Км Борисов Г. П.
К вопросу о характере затвердевания
потока расплава в цилиндрическом
канале формы//Литье под регулируе-
мым давлением. Киев: ИПЛ АН УССР,
1980. С. 23—41.
31. Balewsky А. Т., Dimov Т. Notes
on a method of casting under counter—
pressure//The British Foundryman. 1965.
58. №7. P. 280—283.
32. Bertram E. Das Niederdruck—
kokillengies—sverfahren fur Leicht-
met al 1 egierungen//Giesserei. 1962. 1.
№12. S. 332—341.
33. Woodburn J., Lohman G. R.,
Nylen B. J. Pressure pouring steel
slabs//J. metals. 1964. 1G. № 12.
P. 967—972.
Глава 1П
ЛИТЬЕ ПОД ВСЕСТОРОННИМ ГАЗОВЫМ ДАВЛЕНИЕМ
Литье под всесторонним газовым
давлением (ЛВГД), называемое также
автоклавным, используют для полу-
чения отливок из цветных и черных
сплавов.
1. Основные схемы процесса
Сущность процесса ЛВГД состоит
в том, что расплав выплавляют и за-
ливают в литейную форму под атмос-
ферным давлением, после чего форму
помещают в автоклав, в котором соз-
дается избыточное давление сжатого
воздуха (или газа) 0,4—0,6 МПа.
Таким образом, при ЛВГД под избы-
точным давлением протекает заключи-
тельная стадия литейного цикла —
затвердевание отливки.
Этот вариант ЛВГД применяют при
изготовлении из алюминиевых спла-
вов толстостенных отливок; в случае
изготовления тонкостенных крупно-
габаритных отливок некоторые из их
элементов могут затвердеть до подачи
формы в автоклав, т. е. при атмосфер-
ном давлении, что может привести
к образованию в этих элементах пори-
стости, нарушению герметичности и
последовательности затвердевания, а
также ухудшению питания отливки
в,целом [1 и 2].
Для расширения номенклатуры от-
ливок и повышения их качества раз-
Основные схемы процесса
329
работай вариант ЛВГД, при котором
избыточное давление на расплав ока-
зывается на всех основных стадиях
литейного цикла: при подготовке*рас-
плава к заливке в форму, заполнении
формы расплавом и затвердевании от-
ливки. Простейшая схема этого ва-
рианта приведена на рис. 1.
Литейную форму помещают в авто-
клав с крышкой. На подставку, ко-
торая находится на форме, устанавли-
вают заливочный ковш с расплавом.
После создания в автоклаве избыточ-
ного давления 0,5—2,0 МПа и соот-
ветствующей выдержки при этом дав-
лении расплава специальным приспо-
соблением стопор опускается, расплав
через стопорное отверстие заливается
в рабочую полость формы и затверде-
вает в ней.
Этот вариант ЛВГД, осуществляе-
мый на специальных установках, при-
меняют при изготовлении фасонных
отливок из алюминиевых, магниевых,
медных и титановых сплавов как в пес-
чаных, так и в металлических формах.
Разработан также способ ЛВГД
с использованием автоклава, в кон-
струкции которого учтена минимиза-
ция свободного объема [4]. После за-
ливки расплава в кокиль (рис. 2)
герметизируют пресс-камеру, поджи-
мая ее к поддону с помощью пружин.
Затем в пресс-камере создают началь-
ное давление р0, для чего подают сжа-
тый воздух (или газ) из баллона или
магистрального трубопровода. Да-
лее ро увеличивают до его рабочего
значения рн с помощью поршня и
пуансона гидравлического пресса, ко-
торыми сжимается воздух в камере.
Таким образом, в автоклаве в зависи-
мости от характеристики гидравличе-
ского пресса можно достичь повышен-
ного всестороннего газового давления
при минимальном свободном объеме
в камере. Например, при усилии ги-
дравлического пресса 1 МН давление
в камере достигает 25 МПа.
Для улучшения заполняемости ли-
тейных форм расплавом и повышения
свойств отливок используют способ
ЛВГД, схема осуществления которого
приведена на рис. 3 [3]. Установка
для его осуществления состоит из
корпуса и перегородки. Литейная
форма, находящаяся в вакууме (р =
Рис. 1. Схема устройства для ЛВГД:
1 — литейная форма; 2 — стопор; 3 —
заливочный ковш; 4 — автоклав; б —•
крышка автоклава; 6 — механизм пере-
мещения стопора
Рис. 2. Схема устройства для ЛВГД
с минимизацией камеры сжатия:
1 — расплав; 2 — кокиль; 3 — пресс-ка-
мера; 4 — поддон; 5 — асбест; 6 — пол-
зун гидропресса; 7 — пуансон; 8 пру-
жина
330
ЛИТЬЕ ПОД ВСЕСТОРОННИМ ГАЗОВЫМ ДАВЛЕНИЕМ
Рис, 3. Схема устройства для ЛВГД
с разделительной пластиной:
1 — расплав; 2 —* литниковая воронка;
3 — металлическая пластина; 4 — ли-
тейная форма; 5 — корпус; 6 — пере-
городка
= 0), герметично отделена от литни-
ковой воронки металлической пласти-
ной. Под действием расплава, запол-
няющим литниковую воронку, метал-
лическая пластина проплавляется, а
расплав под давлением рабочего газа
в камере А (р > 0) заполняет литей-
ную форму. Одновременно газ может
поступать в зону, где находится ли-
тейная форма, и тем самым создавать
всестороннее газовое давление на кри-
сталлизующийся сплав. При литье
алюминиевых сплавов пластину из-
готовляют из алюминия, при литье
титановых сплавов — из титана.
При осуществлении процесса ЛВГД
заполнение литейной формы может быть
выполнено методом вакуумного вса-
сывания. Последующее затвердева-
ние отливки в этом случае происходит
под всесторонним газовым давлением
0,5—0,6 МПа.
2, Технологические основы
процесса
ЛВГД изготовляют отливки раз-
личной конфигурации с толщиной
стенки 0,5—100 мм, используя при
этом разовые (песчаные, оболочковые,
керамические, гипсовые и т. п.) и
металлические (кокили) литейные
формы. Составы формовочных и стерж-
невых смесей, красок и смазок, а
также технология изготовления и
сборки форм не отличаются от тех,
которые применяют при других спо-
собах литья.
На качество отливок, их структуру
и свойства существенное влияние ока-
зывают: газовая среда автоклава, с по-
мощью которой создается избыточное
давление; давление и время его при-
ложения; температурные режимы за-
ливки.
В песчаных литейных формах пере-
нос теплоты происходит по сложным
законам капиллярно-пористого тела
теплопроводностью через скелет
тела, лучеиспусканием и конвекцией.
При наложении всестороннего газо-
вого давления перенос теплоты тепло-
проводностью (через твердые частицы
формы) и лучеиспусканием (в порах
материала формы) остается практичес-
ки неизменным, так как в применяемых
автоклавах скорость нарастания дав-
ления не очень велика. Поэтому форма
не успевает деформироваться, а под-
водимый газ быстро проникает в поры
'формы. В результате частицы формовоч-
ной смеси оказываются под всесторон-
ним сжатием, которое при используе-
мых давлениях существенно не влияет
на свойства частиц.
Вместе с тем повышение газового
давления вызывает увеличение плот-
ности газа в порах литейной формы,
коэффициентов теплопроводности и
теплоемкости газа. Это приводит к ин-
тенсификации процесса конвективного
теплообмена в литейной форме и умень-
шению времени затвердевания отливки.
Так, повышение давления от атмосфер-
ного до 5 МПа приводит к уменьше-
нию времени затвердевания пластины
100X100X10 мм из алюминиевого
сплава в песчаной форме почти в 2
раза (т. е. время затвердевания умень-
шается от 67,5 до 36,25 с).
Природа газа, заполняющего поры
песчаной формы, отражается на вре-
мени затвердевания отливки:
Газ..................... . . .
Время затвердевания отливки, с .
Азот Гелий Аргон Углекислый
газ
58,3 42,5 50,5 71,25
Особенности литья различных сплавов
831
Время затвердевания слитков
(0 50 мм) из алюминиевых сплавов за-
висит от интервала кристаллизации
этих сплавов (табл. 1).
Анализ данных таблицы показывает,
что широкоинтервальный сплав
АЛ27-1 при изготовлении из него слит-
ков в песчаных формах находится
в интервале кристаллизации значи-
тельно дольше, чем сплав АЛ4. При
Л В ГД слитков в графитовые или ме-
таллические формы указанное разли-
чие между сплавами АЛ27-1 и АЛ4
менее заметно.
Если при .ЛВГД в песчаные формы
условия затвердевания отливки оп-
ределяются в основном конвективным
теплообменом, то при использовании
металлических и графитовых форм
увеличение скорости затвердевания
происходит преимущественно в ре-
зультате повышения теплоотдачи в за-
зоре.
Во время выдержки расплава в за-
ливочном устройстве (см. рис. 1)
перед заливкой в форму под всесто-
ронним давлением воздуха, азота или
аргона наблюдается эффект дегазации,
а следовательно, и уменьшение содер-
жания водорода в алюминиевых, маг-
ниевых и медных сплавах.
Заполнение литейной формы в ус-
ловиях ЛВГД несколько затруднено
из-за сопротивления газа струе рас-
плава при заливке. Однако это легко
компенсируется повышением темпера-
туры заливки на 50—60 °C по сравне-
нию с заливкой на воздухе под атмос-
ферным давлением. В результате при
литье в песчаные формы алюминиевых
сплавов могут быть получены отливки
с толщиной стенки 1 мм, а при литье
по выплавляемым моделям алюминие-
вых и медных сплавов — с толщиной
стенки 0,5 мм»
3. Особенности литья
различных сплавов
В параграфе рассматривается про-
цесс ЛВГД, при котором давление
воздействует на расплав на протяже-
нии всего технологического литейного
цикла — от начала заливки до окон-
чания затвердевания отливки (см.
рис. 1).
1. Время (с) затвердевания слитков
из алюминиевых сплавов А Л 27-1 и
АЛ4 в ийтервале их кристаллизации
Материал формы Время затверде- вания при дав- лении
атмо- сферном 0,5 МПа (азот)
Песчаная (сырая) Графит смесь 540/368 24/34 450/320 20/33
Силицированный графит Сталь 16/26 18/30 14/24 17/29
Примечание. В числителе
дроби — время затвердевания сплава
АЛ27-1, в знаменателе— АЛ4.
Литье алюминиевых сплавов. При
ЛВГД происходит уменьшение запол-
няемости вертикальных и горизонталь-
ных полостей литейной формы. Так,
если заполняемость пластины толщи-
ной 3 мм при атмосферном давлении
принять за 100%, то при давлении
0,5 МПа воздуха или азота заполняе-
мость составит, %: 85 в горизонталь-
ной пробе и 82 в вертикальной, а при
аналогичном давлении гелия — со-
ответственно 79 и 74,5 (сплав АЛ27-1).
Всестороннее газовое давление не
оказывает заметного влияния на горя-
челомкость алюминиевых сплавов при
обычных температурах заливки и дав-
лении 0,5 МПа.
При ЛВГД должны применяться
обычные методы дегазации, рафини-
рования и модифицирования алюми-
ниевых сплавов. Предварительное ва-
куумирование литейных алюминиевых
сплавов приводит к некоторому до-
полнительному повышению механиче-
ских свойств и герметичности отливом
(табл. 2).
Для ЛВГД алюминиевых сплавов
возможно использование литейных
форм из различных материалов: пес-
чано-глинистых, песчано-масляных,
песчано-смоляных и других смесей
(формы сырые и сухие), гипса, графита,
332
ЛИТЬЕ ПОД ВСЕСТОРОННИМ ГАЗОВЫМ ДАВЛЕНИЕМ
2. Механические свойства и герметичность слитков
диаметром 70 мм из алюминиевого сплава АЛ23-1
Условия литья ст0,2 <*в в, % р, при появ- лении течи, * МПа
МПа
Атмосферное давление 125 185 5,8 Без давле- ния
То же с предварительным вакуумированием расплава 120 170 4,2 0,5
Давление 0,5 МПа 128 220 7,6 10,5 40
То же с предварительным вакуумированием расплава 132 255 45
* Гидравлические испытания на герметичность
по выплавляемым моделям, чугуна,
стали или алюминия (кокильное литье).
Обычно применяемые на практике
литниковые системы (щелевая, сифон-
ная и др.) являются вполне приемле-
мыми при ЛВГД. По сравнению с ли-
тьем под атмосферным давлением при
ЛВГД высота прибылей должна быть
увеличена на 20—30%.
Литье магниевых сплавов. При
ЛВГД под воздействием инертного
газа существенно уменьшается запол-
няемость литейных форм (на 30—40%
при давлении 0,5 МПа) по сравнению
с литьем в обычных условиях. Такое
снижение заполняемости литейных
форм может быть компенсировано по-
вышением температуры заливки при-
мерно на 60 °C (например, с 720
до 780 °C для магниевого сплава МЛ5).
Это приводит и к повышению механи-
ческих свойств сплавов (табл. 3).
Повышение давления от 0,5 до 5 МПа
не приводит к существенному повыше-
нию механических свойств.
При плавке и заливке магниевых
сплавов необходимо защищать сплавы
от окисления и загорания (с помощью
покровных флюсов), а также прово-
дить их дегазацию и модифицирова-
ние.
Как показывают гидро- и пневмо-
испытания, применение ЛВГД маг-
ниевых сплавов обеспечивает повыше-
ние плотности и герметичности отли-
вок.
Литье медных сплавов. Под давле-
нием 0,5 МПа, воздействующим с мо-
мента заливки расплава в форму,
3. Механические свойства сплава МЛ5 в слитках
диаметром 50 мм (литье в песчаные формы)
Давление газа, МПа Температура заливки, °C Механические свойства МЛ5 при заливке формы
сверху через щелевую литниковую систему
о_, МПа х> в. % (У_, МПа Jo в, %
0,4 700 W 221 5,8 229 9,2
0,5 800 254 7,2 245 11,6
0,5 900 236 7,5 236 9,9
Особенности литья различных сплавов
833
жидкотекучесть бронзы БрО10Ц2 и
латуни ЛЦ17КЗЛ снижается на 20%,
а бронзы БрА9Мц2Л — на 40%
по сравнению с их заливкой под атмо-
сферным давлением* Снижается и за-
Марка бронзы......................
Температура, °C:
расплава в печи ..................
заливки ......................
Технология приготовления медных
сплавов содержит следующие опера-
ции: плавление под слоем прокален-
ного древесного угля и раскисление
фосфористой медью.
Механические свойства медных спла-
вов приведены в табл. 4.
С целью повышения выхода годного
и экономии медных сплавов рента-
бельным является применение экзо-
термических смесей для обогрева при-
былей. При этом выход годного повы-
шается на 15—20% за счет уменьше-
ния в 3—4 раза расхода сплава на
прибыли.
В состав экзотермической смеси вхо-
дят следующие компоненты, % (мае.
лолняемость форм. Для предупрежде-
ния незаполнения тонких стенок от-
ливок повышают температуру <ыивки
на 60—70%. Температурные режимы
литья бронз приведены ниже:
БрОЮЦ2
1350—1400
1200
БрА9Мц2Л
1250—1320
1150
ЛЦ17КЗЛ
1350—1400
1000
доля): алюминиево-магниевый порошок
(50% алюминия и 50% магния) 15;
шамота 30; медная окалина 41;
глина 6; жидкое стекло 8; воды 2
(сверх 100%). Из экзотермической
смеси могут быть изготовлены при-
быльные насадки в виде втулок или
дисков толщиной 10—12 мм, которые
сушат при температуре 150—170 °C
в течение 5—6 ч.
Применение экзотермических наса-
док способствует повышению механи-
ческих свойств медных сплавов
(табл. 5) в слитках диаметром 70 мм
(литье* под давлением 0,5 МПа
осуществляется в сухой песчаной
форме).
4. Механические свойства медных сплавов
Марка сплава Литейная форма (У_, МПа х> в. % НВ
БрОЮЦ2 Песчаная 255 347 21,2 35,0 80 95
Металлическая 395 370’ 26,2 26,4 107 107
БрА9Мц2Л Песчаная 435 475 63,6 45,4 90 90
Металлическая 462 450 56,4 60,8 95 90
ЛЦ17КЗЛ Песчаная 425 435 42,8 39,6 101 101
Металлическая 485 482 42,6 51,8 107 114
Примечание. В числителе — механические свойства медных сплавов
при затвердевании отливок под атмосферным давлением; в знаменателе — под
давлением 0,5 МПа
334
ЛИТЬЕ ПОД ВСЕСТОРОННИМ ГАЗОВЫМ ДАВЛЕНИЕМ
5. Механические свойства медных сплавов
Марка сплава Прибыльная часть литейной формы aD, МПа в, % кси, Дж/м1
БрА9Мц2Л Без насадки С насадкой 442 470 45,9 49,4 111 100
ЛЦ17КЗЛ Без насадки С насадкой 354 438 54,2 53,0 167 148
Литье никелевых сплавов. Давление
до 1 МПа оказывает положительное
влияние на качество никелевого сплава
марки IN-738, содержащего, % (мае.
доля): С 0,17; Сг 16,0; Мо 1,75; Ti
3,4; Al 3,4; Со 8,5; Та 1,75; В 0,01;
Zr 0,1; Pb 0,9; W 2,6; Ni остальное [6].
Температура ликвидуса сплава 1316 °C,
температура солидуса 1232 °C. Сплав
плавят в вакуумной печи при давле-
нии 1,33-10“8 Па и перегреве 66 °C
над температурой ликвидуса.
Температура металлических или ке-
рамических форм перед заливкой сос-
тавляет 800—1100 °C. В прибыльной
части керамических форм предусма-
тривают экзотермические вставки.
ЛВГД с использованием аргона спо-
собствует повышению плотности от-
ливок. При Литье в формы, нагретые
перед заливкой, усадочная раковина
6. Механические свойства никелевого
сплава IN-738
Литейная форма °в а0,2 б, %
МПа
Металличе- ская 1068,9 1092,8 798,1 818,5 9,4 13,0
Керамиче- ская 758,8 843,9 732,7 782,7 5,6 8,0
Примечание. В числителе
дроби — механические свойства спла-
ва IN-738 при затвердевании слитков
под атмосферным давлением, в знаме-
нателе — под давлением 0,5 МПа.
становится более компактной и пере-
мещается в верхнюю зону прибыли.
Под воздействием давления механи-
ческие свойства материала повышаются
(табл. 6).
Литье сталей способом ЛВГД нахо-
дится в стадии экспериментальной от-
работки. Под действием давления
структура стали 40Л измельчается,
количество неметаллических включе-
ний почти не изменяется, а механиче-
ские свойства повышаются (закалка
от 860 °C, отпуск при 650 °C):
Давление,
МПа...........Атмо- 4 6 8
сфер-
ное
ов, МПа ... 804 829 842 851
6, %............13,9 18,1 19,1 23,0
ЛВГД является перспективным для
изготовления отливок и из высоколе-
гированных сталей [5]. Так, напри-
мер, слитки из стали 10Х20Н5АГ2Л,
пересыщенной азотом в условиях плаз-
менно-дуговой плавки, поражаются га-
зовой пористостью, которую устра-
няют при ЛВГД (давление до 0,3 МПа,
температура заливки 1540 °C).
Повышение газового давления при-
водит к снижению жидкотекучести
сплава и ухудшению заполняемости
формы, некоторому понижению ли-
нейной и объемной усадки (табл. 7).
Снижению жидкотекучести стали
10Х20Н5АГ2Л способствует и повы-
шение в ней содержания азота (при
постоянном давлении в автоклаве).
Из указанной стали ЛВГД изготовляют
арматурные отливки.
Механические свойства легирован-
ных сталей повышаются с увеличе-
Оборудование
335
7. Влияние газового давления на литейные свойства
высоколегированных сталей
Марка стали Давле- ние, МПа Жидко- текучесть Запол- няемость формы Коэффициент усадки
м м в твер- дом со- стоянии объемной
10Х18Н10Л 0,15 181 70 3,3 7,9
0,20 175 47 3,2 7,1
0,30 168 33 2,5 6,3
10Х20Н5АГ2Л 0,15 165 64 2,72 8,92
0,20 150 55 2,55 8,85
0,30 132 50 2,03 7,14
нием давления (сталь 10Х18Н10Л):
Давление, МПа Атмо- 0,15 0,30
сфер-
ное
ов, МПа.......... 490 501 515
6, %............. 56,0 60,8 66,0
4. Дефекты отливок и меры
их предупреждения
Для отливок, получаемых ЛВГД,
характерны те же дефекты, что и при
литье под атмосферным давлением
(с учетом использования песчаных
или металлических форм). Вместе с тем
с приложением давления на всех ста-
диях технологического цикла ЛВГД —
от подготовки расплава до окончания
затвердевания отливки — в большей
мере проявляются дефекты, указан-
ные в табл. 8.
5. Оборудование
Для ЛВГД используют специаль-
ные автоклавные установки (табл. 9)
и промышленные автоклавы, имею-
щиеся на предприятии, после их Со-
S. Дефекты отливок и меры их предупреждения
Дефект Меры предупреждения
Недолив Повышение температуры заливки; изменение кон- струкции литниковой системы
Спай Замена воздуха инертным газом; повышение темпе- ратуры заливки; изменение конструкции литнико- вой системы
Газовые раковины, не- металлические включения Уменьшение высоты падения струи при заливке из стопорного или поворотного ковша; уменьшение турбулентности потока расплава; изменение кон- струкции литниковой системы
Усадочные раковины Увеличение высоты прибыли; обогрев прибыли экзо- термическими смесями
336
ЛИТЬЕ ПОД ВСЕСТОРОННИМ ГАЗОВЫМ ДАВЛЕНИЕМ
9. Специальные автоклавные
установки для ЛВГД
Модель установ- ки Размеры рабочей камеры, мм Макси- мальное рабочее давле- ние, МПа
Диаметр Дли- на
ЛКУ-800 800 600 1
ИМ2-20 1200 800 2
ИМ2-31 2400 3510 1
ИМ2-82 2400 6100 1
ответствующей модернизации (рис. 4).
Автоклавы применяют и в том случае,
если на расплав оказывается давление
на всех стадиях процесса литья. Рас-
плав заливают в литниковые чаши,
снабженные стопорными устройствами.
После закрытия заливочных люков
и дверцы в автоклаве создается давле-
ние с помощью сжатого воздуха от за-
водской сети. Затем штурвалом и ры-
чажным механизмом стопорные пробки
поднимаются, и расплав через литни-
ковые отверстия поступает в форму,
размещенную на тележке с ролико-
вым конвейером.
Всестороннее газовое давление соз-
дается в автоклаве либо от заводской
централизованной сети сжатого воз-
духа (давление 0,4—0,6 МПа), либо
от воздушной сети высокого (20—
30 МПа) давления, при использова-
нии которой в автоклаве может быть
создано давление до 2 МПа. Для более
быстрого заполнения полости авто-
клава сжатым воздухом необходимо
применять ресиверы, объем которых
превышает объем автоклава.
Литейная компрессионная уста-
новка Л КУ-800 (рис. 5) снабжена
крышкой, закрывающей корпус уста-
новки, которая может передвигаться
вверх и вниз. Опускаясь, крышка пере-
крывает корпус установки, а подни-
маясь, открывает его. Крышка и кор-
пус соединены с помощью двух 11-
образных полуколец, одно из которых
закреплено на крышке, другое — на
корпусе.
Установка ЛКУ-800 может быть
использована для ЛВГД алюминие-
вых сплавов. При литье магниевых
сплавов в установке применяют за-
ливочное устройство с тиглем чайни-
кового типа, а при литье бронз и ла-
туней — разогретый тигель с распла-
вом, снабженный стопорным устрой-
ством, который устанавливается не-
посредственно на литейную форму
(рис. 6).
Рис. 4. Схема модернизированного промышленного автоклава:
1 — корпус; 2 — тележка с роликовым конвейером; 3 — дверца автоклава; 4 —
стопорное устройство; 5 — рычажный механизм; 6 — штурвал; 7 — заливочный
люк; 8 — литниковая чаша; 9 —> литейная форма
Оборудование
887
Обогреваемый тигель с расплавом
располагается в герметичном кожухе,
сообщающемся с рабочим пространст-
вом корпуса установки. Поэтому соз-
дание одинакового давления в рабо-
чей камере установки и над зеркалом
расплава в тигле обеспечивается авто-
матически. Роликовый конвейер пред-
назначен для транспортирования ли-
тейной формы в рабочую камеру и из-
влечения из нее после затвердевания
отливки.
Промышленная автоклавная уста-
новка ИМ2-20 (рис. 7) предназначена
для ЛВГД алюминиевых сплавов.
Объем ее рабочей камеры 2,4 м3.
Наибольшие размеры литейной формы,
которая может разместиться в рабочей
камере, 1100X700X700 мм.
При работе под давлением 0,5 МПа
установку ИМ2-20 подключают к за-
водской сети сжатого воздуха; при
необходимости создания давления
2 МПа — к специальному ресиверу,
причем источником давления в реси-
вере могут быть мембранный компрес-
сор и заводская сеть высокого давле-
ния (до 35МПа). Тигель с расплавом
вместе со стопорным устройством уста-
навливают внутрь электрической печи
сопротивления, которая размещается
в герметичном кожухе, сообщающемся
Рис. 5. Литейно-компрессионная ус-
тановка ЛКУ-800
Рис. 6. Схемы расположения заливочного тигля в установке ЛКУ-800:
а — на литейной форме; б — на автоклаве; / — раздаточный тигель; 2 — стопорное
устройство; 3 — литейная форма; 4 — автоклав
338
ЛИТЬЕ ПОД ВСЕСТОРОННИМ ГАЗОВЫМ ДАВЛЕНИЕМ
Рис, 7, Автоклавная установка
ИМ2-20
с рабочей камерой установки. Управле-
ние всеми механизмами осуществляется
с пульта управления.
Промышленная автоклавная уста-
новка ИМ2-31 (рис. 8) предназначена
для изготовления отливок из медных
сплавов под давлением 0,5—0,6 МПа,
В отличие от установки ИМ2-20 за-
ливочное устройство в этой установке
размещено внутри рабочего простран-
ства автоклава. Заполнение литейной
формы расплавом осуществляется не
с помощью стопорного устройства, а
при наклоне тигля. Объем рабочего
пространства камеры 31 м3. Вмести-
мость раздаточного тигля 500 кг (по
сплаву на основе меди). Установка
ИМ2-31 состоит из заливочной сек-
ции, соединенной с секцией затверде-
вания отливок; обе секции разделены
перегородкой, которая передвигается
специальным затвором.
Изготовлены установки ИМ2-31 и
в односекционном исполнении. В этом
случае заполнение литейной формы и
затвердевание отливки под газовым
давлением происходит в одной и той же
рабочей камере.
Промышленная автоклавная уста-
новка ИМ2-82 (рис. 9) предназначена
для изготовления крупногабаритных
фасонных отливок из алюминиевых,
магниевых и медных сплавов. В ее кон-
струкции предусмотрено использова-
ние как поворотного заливочного уст-
ройства, так и тигля со стопором.
Магниевые сплавы, а также неко-
торые медные сплавы нецелесообразно
заливать из стопорных тиглей. Это
Рис. 8. Автоклавная установка ИМ2-31
Оборудование
889
Рис. 9. Автоклавная установка ИМ2-82
связано с тем, что при подготовке к за-
ливке обработка магниевых сплавов
производится флюсами, которые опус-
каются на дно тигля. Применяют обо-
греваемое поворотное заливочное
устройство внутри автоклава (анало-
гично чайниковым ковшам). Наличие
внутри автоклава тигля со стопорным
устройством позволяет доливать в при-
были горячий расплав, что обеспечи-
вает уменьшение общего расхода сплава
на прибыли при улучшении качества
отливок за счет усиленного питания.
Объем рабочей камеры установки
ИМ2-82 равен 14,5 м8. Максимальная
масса отливки (из алюминия) 140 кг.
Вместимость ковша поворотного за-
ливочного устройства составляет 80 кг,
а стопорного ковша — 60 кг. Рабочее
давление в автоклаве 0,5—0,7 МПа.
Производительность всех рассмо-
тренных автоклавов определяется глав-
ным образом продолжительностью вы-
держки залитых литейных форм под
всесторонним газовым давлением до
завершения процесса затвердевания от-
ливок. При одинаковых габаритных
размерах отливок в зависимости от
толщины их стенок (1—60 мм) время
выдержки под давлением составляет
5—30 мин. Следовательно, на установке
в течение 1 ч может быть залито 2—
12 форм (время заливки не учтено).
Для изготовления тонкостенных от-
ливок применяют автоклав, в котором
установлена дополнительная камера
пониженного давления, во внутрен-
нюю полость которой помещена ли-
тейная форма. Этот автоклав имеет
крышку (рис. 10), корпус, заливочное
Рис. 10. Схема устройства автоклава
для изготовления тонкостенных отли-
вок в вакуумированной форме:
1 — корпус автоклава; 2 — крышка;
3 — заливочный тигель; 4 — камера по-
ниженного давления; 5 — съемная опока;
6 литейная форма
840
ЛИТЬЕ ПОД ВСЕСТОРОННИМ ГАЗОВЫМ ДАВЛЕНИЕМ
устройство, камеру пониженного дав-
ления, которая выполнена в виде гер-
метичного сосуда, например, круглой
формы с фланцем и штуцером на боко-
вой поверхности. Опока выполнена
съемной. На наружной поверхности
корпуса установлен распределитель-
ный клапан со .штуцером [2].
Автоклав работает следующим об-
разом. При открытой крышке в ка-
меру понижённого давления устанавли-
вается опока с литейной формой. При
этом фланец опоки своей нижней пло-
скостью опирается на уплотнительную
прокладку, расположенную в канавке
фланца камеры пониженного давления.
В разогретый заливочный тигель за-
ливают расплав. Литниковое отверстие
в литейной форме и носок (или сто-
пор) заливочного устройства совме-
щают. После этого крышку закры-
вают, а в автоклаве создается избыточ-
ное давление. При достижении задан-
ного давления расплав заливают в ли-
тейную форму. Во время заливки вну-
тренняя полость камеры пониженного
давления с помощью клапана последо-
вательно соединяется с вакуумной
системой и атмосферой.
В результате этого в камере понижен-
ного давления, а следовательно, и
в литейной форме создается давление
более низкое, чем в камере автоклава.
Под действием возникающей разности
давлений фланец опоки сжимает уп-
лотнительную прокладку, за счет чего
происходит уплотнение зазора между
фланцами опоки и камеры пониженного
давления.
Расплав под совместным воздейст-
вием вакуума и избыточного давления
хорошо заполняет узкие рабочие по-
лости литейной формы. По окончании
заполнения формы внутренняя полость
камеры пониженного давления с по-
мощью клапана последовательно со-
единяется с атмосферой и вакуумной
системой, что обеспечивает динамич-
ный характер всестороннего газового
давления на кристаллизующийся ра-
сплав, улучшая условия питания и
повышая качество отливки.
Кроме того, в литейной форме воз-
никает газС'Вый (воздушный) поток,
направленный из камеры избыточного
давления в камеру пониженного дав-
ления, что приводит к удалению из
формы выделяющихся газов и паров,
увеличению теплоотвода и скорости
затвердевания отливки, сокращению
времени выдержки залитой формы
в автоклаве и повышению производи-
тельности.
Для получения отливок из алюминие-
вых сплавов способом ЛВГД исполь-
зуют вакуумную литейную машину
ВЛМ-1500М [2]. В нижнюю часть
основания машины (рис. 11) вмонтиро-
ван механизм перекрытия, в который
впрессован штуцер для всасывания
расплава в литейную форму, установ-
ленную на основание машины перед
началом очередного цикла. До момента
всасывания расплава из тигля в форму
крышка с помощью гидравлического
цилиндра опускается на основание
машины и плотно прижимаегся пово-
ротным механизмом. Герметичность
крышки достигается с помощью уплот-
няющего резинового кольца, в которое
нагнетается воздух под давлением
0,5—0,6 МПа.
При повороте байонетного меха-
низма гидроцилиндром крышка запи-
рается. С помощью специального
устройства после опускания крышки
и срабатывания байонетного меха-
низма проводится перекрытие отвер-
стия всасывающего штуцера. Перед
заполнением формы расплавом внутри
рабочей камеры создается разрежение
при подключении трубопровода к ва-
куумной магистрали. Заполнение
формы расплавом осуществляется из
тигля, подаваемого к всасывающему
штуцеру вертикальным гидроцилин-
дром.
Поддержание заданной температуры
расплава производится с помощью
электрической печи, смонтированной
на тележке с электрическими контакта-
ми. После заполнения формы распла-
вом перекрывается отверстие всасы-
вающего штуцера и отключается от
магистрали вакуумная система. За-
тем в рабочую камеру по трубопроводу
17 подаётся сжатый воздух, в резуль-
тате чего последующее затвердевание
отливки происходит под давлением
0,5—0,6 МПа. Клапан служит для
стабилизации давления под крышкой.
Металлические и песчаные формы
устанавливают в камеру и удаляют из
нее специальными подъемными устрой-
1
Список литературы
841
Рис. 11. Схема вакуумной литейной машины ВЛМ-1500М:
1, 5 и 14— гидроцилиндры соответственно вертикальный, байонетного затвора и крыш-
ки; 2 — тележка; 3 — электрическая печь; 4 — штуцер всасывающий; 6 — резиновое
уплотняющее кольцо; 7 — литейная форма; 8 — клапан; 9 — крышка; 10 — устройство
для перекрытия отверстия; 11 — байонетный механизм; 12 — механизм поворота; 13 —
тигель; 15 — вакуумная магистраль; 16 — электрические контакты; 17 — трубопровод
сжатого воздуха
ствами. Схема управления действиями
механизмов установки и регулирова-
ния отдельных технологических пара-
метров принята электрогидравличе-
ская. Соединение вакуумной маги-
страли и ресивера сжатого воздуха
с рабочей камерой установки осуществ-
ляется с помощью вакуум-кранов и
крана высокого давления. Все осталь-
ные узлы установки приводятся в дей-
ствие от гидравлических цилиндров,
рассчитанных на работу от централь-
ных гидрокомпрессорных станций с ра-
бочим давлением в сети до 5 МПа.
Список литературы
1. Батышев А. И. Кристаллизация
металлов и сплавов под давлением. М.:
Металлургия, 1977. 155 с.
2. Белоусов Н. Н. Плавка и раз-
ливка сплавов цветных металлов. Л.:
Машиностроение, 1981. 80 с.
3. Бибиков Е. Л., Лебедев В. Б., На-
дежи н А.М. Вакуумно-компрессионный
способ литья//Повышение качества и
надежности литых изделий: Ярославль:
Книжное изд-во. 1976. С. 116—121.
4. Влияние всестороннего .газового
давления на структуру и свойства
отливок из сплава АЛ9М/П. И. Вер-
шинин, Н.. Н. Белоусов, В. П. Маш-
ковцев и др.//Литейное производство,
1985. № 9. С. 11—12.
5. Исследование особенностей полу-
чения изделий из высокоазотистых
сталей методом автоклавного литья/
В. К. Грановский, Ю. В. Латаш,
Г. Ф. Торхов и др.//Проблемы спе-
циальной электрометаллургии. Киев:
ИПЛАНУССР, 1982. № 17. С. 65—70.
6. Frawley J. J., Moore W. F.,
Kiesler A. J. Solidification under the
application of pressure graeter than
atmospheric//AFS I nt. Cast Metals
Journal. 1980. 5. №3. P. 31—39.
842
ЛИТЬЕ С КРИСТАЛЛИЗАЦИЕЙ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Глава IV
ЛИТЬЕ С КРИСТАЛЛИЗАЦИЕЙ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Литьем с кристаллизацией под дав-
лением (ЛКД) (ГОСТ 18169—86) по-
лучают плотные заготовки с уменьшен-
ными припусками на обработку реза-
нием и высокими физико-механиче-
скими и эксплуатационными свойст-
вами. Выход годных изделий по жидко-
му металлу до 95% [2. 10].
Отливки изготовляют в формах
(пресс-формах, штампах), состоящих
из пуансона (прессующего узла), ма-
трицы, толкателей и съемников. Верх-
нюю плиту с закрепленными на ней
деталями прессующего узла монти-
руют на ползуне пресса, а нижнюю
плиту с размещенными на ней матрицей
и механизмом выталкивания отливки —
на столе пресса.
Процесс Л КД заключается в том, что
расплав под действием собственной
силы тяжести заливают в матрицу,
затем пуансоном осуществляют окон-
чательное оформление контуров от-
ливки и последующее ее уплотнение
(выдержку под давлением) до оконча-
ния затвердевания. После извлечения
из пресс-формы (ПФ) отливку можно
подвергать различным видам после-
дующей обработки (термической и ме-
ханической).
Способом Л КД изготовляют про-
стые и сложные по конфигурации заго-
товки из чистых металлов и сплавов
на основе алюминия, железа, магния,
меди и цинка, используя для этой цели
как специализированные, так и не-
специализированные гидравлические
прессы и машины. Технологический
процесс изготовления отливок из спла-
вов цветных металлов внедрен в про-
изводство на многих предприятиях
нашей страны и за рубежом;
ЛКД сплавов на основе железа
(чугун, сталь) внедрено на отдель-
ных заводах.
1. Основные схемы процесса
Различают следующие схемы про-
цесса ЛКД (табл. 1): 1 — под поршне-
вым давлением (поршневое прессова-
ние); 2 — под пуансонным давлением
(пуансонное прессование); 3 — под
1. Классификация схем прессования ЛКД
Основные схемы процесса
343
пуансоно-поршневым давлением (пу-
ансоно-поршневое или комбинирован-
ное прессование); 4 — с выдавливанием
расплава в закрытые полости (прес-
сование через питатели) [2]. Важным
критерием, характеризующим каж-
дую схему процесса ЛКД, является
отношение объема незатвердевшего
сплава VHC, вытесненного пуансоном
во время окончательного оформления
контуров отливки, ко всему объему
отливки V0T : Кф = VHC/V0T. В за-
висимости от схемы ЛКД коэффициент
формообразования Кф может изме-
няться от нуля до единицы.
При поршневом прессовании давле-
ние кристаллизующемуся расплаву
передается через пуансон, перекрываю-
щий открытую полость матрицы и
действующий на верхний торец фор-
мирующейся отливки в течение вре-
мени, необходимого для ее затверде-
вания. К моменту приложения давле-
ния в местах соприкосновения ра-
сплава с матрицей образуется корка,
а уровень сплава в матрице понижается
вследствие объемной усадки. Поэтому
пуансон (поршень) воздействует вна-
чале на вертикальную корку, а после
соприкосновения с незатвердевшим
сплавом уплотняет всю отливку.
Формообразование отливки при
поршневом прессовании практически
полностью осуществляется во время
свободной заливки расплава в матрицу.
Основная масса расплава при контакте
с пуансоном не перемещается (за
исключением верхней части) при по-
нижении уровня во время уплотне-
ния затвердевающей отливки, т. е.
Кф = 0.
Площадь проекции пуансона при
поршневом прессовании в большинстве
случаев соответствует площади про-
екции отливки, а следовательно, и
рабочей полости матрицы (подгруппы
1.1 и 1.2). Можно использовать пуан-
сон, площадь прессующей части ко-
торого меньше максимальной площади
проекции отливки (подгруппа 1.3),
для чего необходимо применение ПФ
с разъемными матрицами.
При пуансонном прессовании под
действием выступающей рабочей части
пуансона незатвердевший сплав выдав-
ливается вверх до полного заполнения
рабочей полости ПФ. Особенностью
этой схемы является то, что пуансон
вначале соприкасается с расплавом,
удаленным от боковых стенок матрицы,
и вытесняет его выше уровня заливки.
Пуансон не соприкасается с вертикаль-
ной коркой, образовавшейся до его
внедрения в расплав. Таким образом,
формообразование отливки частично
происходит при заливке расплава
в матрицу и выдержке его в матрице
до подхода пуансона, а заканчивается
после внедрения пуансона в кристал-
лизующийся расплав. При этом Кф —
= 0,14-0,7.
Когда формообразование окончено,
давление передается только на вну-
треннюю поверхность отливки (под-
группа 2.1) или одновременно на
верхний торец и внутреннюю поверх-
ность отливки (подгруппы 2.2 и 2.3).
При пуансонном прессовании проек-
ция прессующей части пуансона мо-
жет быть меньше максимальной пло-
щади проекции отливки (подгруппа
2.1) или равна ей (подгруппы 2.2 и
2.3).
При пуансоно-поршневом (комби-
нированном) прессовании формооб-
разование отливки частично осуществ-
ляется во время заливки расплава
в матрицу и выдержке его в ней до
соприкосновения с пуансоном, а за-
канчивается после вытеснения части
незатвердевшего сплава в полости,
ограниченные пуансоном и располо-
женные выше уровня заливки расплава
в матрицу. Перемещение незатвердев-
шего сплава происходит как при сжа-
тии вертикальной корки (подгруппы
3.2 и 3.3), так и при выдавливании
его вверх выступающими элементами
пуансона (подгруппа 3.1).
Особенность рассматриваемой схемы
прессования заключается в том, что
вытесненный незатвердевший сплав не
соприкасается со стенками матрицы,
а заполняет рабочие полости в пуан-
соне. С момента приложения давления
пуансон также воздействует на верти-
кальную корку, соприкасающуюся с
боковыми стенками матрицы и обра-
зовавшуюся до момента соприкоснове-
ния сплава с пуансоном. В этом слу-
чае Кф = 0,14-0,7. Если отливка пол-
ностью оформляется при движении
пуансона, а нижняя ее часть является
пресс-остатком, то Кф — 1.
844
ЛИТЬЕ С КРИСТАЛЛИЗАЦИЕЙ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Рис. 1. Классификация схем прессования по направлению действия пуансона
При прессовании через питатели
(выдавливании расплава в закрытые
полости) расплав заливают в металло-
приемник. Из этого металлоприемника
металл пуансоном вытесняется в за-
крытые полости ПФ, в которых могут
быть изготовлены одновременно одна
или несколько отливок. Движение
расплава из металлоприемника в ра-
бочие полости ПФ осуществляется по
питателям в матрице (подгруппа 4.1)
или пуансоне (4.2), через отверстия
в специальной раздвижной диафрагме
(4.3) или непосредственно из металло-
приемника (без использования пита-
телей и диафрагм). В этом случае
Кф== 1.
При поршневом и пуансоно-поршне-
вом прессовании, когда пуансон с мо-
мента приложения давления воздей-
ствует на вертикальную корку, образо-
вавшуюся во время выдержки расплава
в матрице под атмосферным давлением,
давление должно быть выше, чем при
пуансонном прессовании. Кроме того,
поршневое прессование предопреде-
ляет возможность применения любых
литейных и деформируемых сплавов
для отливок, а пуансонное и пуансоно-
поршневое — только сплавов, не
склонных к пленообразованию.
В рассмотренных схемах прессова-
ние осуществляется сверху одним пу-
ансоном (т. е. давление является одно-
сторонним). Для отливок с несколь-
кими тепловыми узлами используют
не один, а несколько пуансонов, дей-
ствующих в одном направлении (сверху
или снизу), под углом или навстречу
ДРУГ ДРУГУ (рис. 1).
При ЛКД используют и процессы,
при которых на кристаллизующийся
расплав наряду с давлением воздейст-
вуют вибрацией или ультразвуком,
а также подвергают расплав вращению
(главным образом до момента прило-
жения давления).
2, Технологические основы
процесса
Классификация отливок. ЛКД изго-
товляют отливки с толщиной стенки
2—100 мм, а также слитки диаметром
30—600 мм. Для ЛКД предпочтительны
такие отливки, для которых могут
быть использованы ПФ с неразъемной
матрицей. Желательно, чтобы на на-
ружных боковых поверхностях заго-
товок не было больших выступов и
поднутрений. Вместе с тем на верхней
плоскости детали, оформляемой пуан-
соном, и на нижнем торце, соприка-
сающемся с дном матрицы, возможны
различные выступы и углубления,
Технологические основы процесса
845
2. Классификация отливок для ЛКД
Груп- па Под- группа Отливки Номер рисунка Прессование при ЛКД
I — Без внутренних полостей и от- верстий, слитки 2 Поршневое
II А С внутренними полостями и отверстиями 3 Поршневое или пуансон- ное
Б 4 Пуансонное
III А С полостями или выступами на верхнем торце 5, а Пуансонное или пуан- соно-поршневое
Б С выступами на верхнем торце 5, б Пу ан сон о-пор шн евое
IV — Мелкие разной конфигурации (для деталей приборов и т. п.) —— П у ан сон о-пор шн евое или через литники-пи- татели
V С развитой боковой поверх- ностью (для шестерен с зубом и т. п.) — Через литники-питатели
для выполнения которых в обычных
условиях необходимо большое число
операций фрезерования.
Классификация отливок для ЛКД
приведена в табл. 2. Примеры отливок
различных групп и подгрупп приве-
дены на рис. 2—5.
Конструирование отливок. При кон-
струировании отливок необходимо пре-
дусматривать равномерность толщин
стенок и плавность переходов между
ними, обеспечиваемую радиусами за-
круглений. Сопряжения выполняют
радиусами закруглений, мм: необраба-
тываемых поверхностей не менее 1,5
по наружному контуру и не менее 2,5
по внутреннему; обрабатываемых по-
верхностей — соответственно не менее 2
и 3,5. Радиусы не предусматриваются
в местах сопряжения поверхностей,
оформляемых боковыми стенками ма-
трицы и пуансоном (например, между
боковыми поверхностями и верхним
торцом отливки при поршневом, пу-
Рис. 2. Отливки группы I для поршне-
вого прессования
б)
Рис. 3. Отливки группы II (подгруп-
па А) для поршневого (а) и пуансон-
ного (б) прессования
346
ЛИТЬЕ С КРИСТАЛЛИЗАЦИЕЙ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
S)
Рис. 4. Отливки группы II (подгруппа Б) для пуансонного прессования:
а — с полостью ; б — с отверстием
ансонном или пуансоно-поршневом
прессовании).
Когда деталь имеет небольшие габа-
ритные размеры (например, малую
высоту — детали типа колец) или массу,
а также когда велико усилие исполь-
зуемого пресса, целесообразно кон-
струировать одну отливку для не-
скольких деталей. Иногда это связано
с необходимостью придания симме-
тричности отливке для удобства из-
готовления ПФ и самих отливок (на-
пример, для деталей типа полуколец,
уголков и т. п.).
Припуски на обработку зависят от
габаритных размеров и конфигурации
отливок и составляют 0,5—5 мм. При
литье заготовок для деталей, к ко-
торым предъявляются требования по
герметичности, допускается увеличе-
ние припуска со стороны дна отливки,
но не более чем в 2—3 раза.
Поверхности втулок будут иметь
малую шероховатость при назначении
припусков, указанных в табл. 3. Эти
3._ Припуски * (мм) на диаметры
втулок на обработку резанием
а)
Сплавы отливок
Размер отливок алюми- ниевые и цинко- вые медные
Рис. 5. Отливки группы III для пуан-
сонного и пуансоно-поршневого прес-
сования (а) и только для пуансоно-
поршневого прессования (б)
Диаметр:
наружный
внутренний
Высота
1,0—1,5
0,8—1,0
* В припусках уклоны не учтены
Технологические основы процесса
847
4. Припуски на сторону (мм) на обработку резанием
Наибольший габа- ритный размер от- ливки (свыше—до), мм Сплавы отливок
алюминиевые и цинковые медные
Класс точности отливок
3 4 5 3 4 5
До 100 100—150 150—250 250—400 400—650 0,5 0,8 1,2 1,5 2,0 0,8 1,0 1,5 2,0 2,5 1,0 1,2 2,0 2,0 ° (1 с’,' 1 0,8 1,0 1,5 2,0 1,0 1,2 2,0 2,0 ««ММ 1,2 1,5 2,0 2,5
припуски назначают на размеры отли-
вок в том случае, если на рабочих по-
верхностях ПФ отсутствуют следы
трещин разгара. При образовании
трещин припуски увеличивают на
0,5 мм.
Уклоны назначают сверх припуска.
Кроме того, по высоте отливок преду-
сматривают допуск +2,04—0,5 мм
для компенсации неточности дозиро-
вания расплава.
В табл. 4 приведены припуски на
обработку резанием в зависимости от
точности размеров отливок, изготов-
ленных ЛКД.
На наружных и внутренних поверх-
ностях отливок предусматривают ук-
лоны в направлении движения при
извлечении из ПФ. Уклоны назначают
в зависимости от габаритных размеров
отливки и отношения ее высоты к диа-
метру (или ширине). При изготовле-
нии отливок типа колец, фланцев и
втулок, имеющих H/D < 1 (Н — вы-
сота; D — диаметр), уклоны на наруж-
ных поверхностях можно не предусма-
тривать. При Н/D > 1 следует назна-
чать уклоны до 0,5° на наружной по-
верхности и 1—5° на внутренней.
Уклон в указанных пределах назна-
чают, исходя из усилия выталкивателя
пресса.
Если внутреннюю полость отливки
выполняют пуансоном (пуансонное
прессование), то уклоны назначают в за-
висимости от того, есть на пуансоне
съемник или нет (табл. 5). При дав-
лении более 250 МПа и длительной
выдержке отливки в ПФ под давле-
нием указанные в таблице уклоны
увеличивают на 15—20%.
Литейные уклоны по внутреннему
контуру полостей отливок, оформляе-
мых стержнями (поршневое прессо-
вание), зависят от глубины полости:
Глубина вну-
тренней поло-
сти, мм . . . . До 25 26—50 Св. 50
Уклон, ...° . . 3—5 5—7 7—10
Когда полость в отливке выпол-
няется не стержнем, а элементом вытал-
кивателя, отллвку с которого снимают
вручную, то уклоны принимают мак-
симальными. При выполнении поло-
стей сверху и снизу одновременно
большие уклоны назначают для по-
лости, оформляемой пуансоном, если
5. Уклоны на внутренних
поверхностях отливки
Уклон (...°) внутренней
поверхности отливки
при использовании пу-
ансона
Глубина вну-
тренней по-
лости отлив-
ки, мм
без съемника со съемником
До 30 2,5 0,50
31—50 3,5 0,75
51—80 4,0 1,50
81—110 5,0 1,75
Св. НО 5,0 2,0
848
ЛИТЬЕ С КРИСТАЛЛИЗАЦИЕЙ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
6. Минимальное давление
прессования
Рн (МПа)
при а_ сплава, МПа
В
Прессование До 250 255 — 550 св. 550
Поршневое и 150 200 250
пуансоно-порш- невое Пуансонное 100 150 200
отсутствует съемник. При наличии
съемника уклоны на пуансоне при-
нимают меньшими, чем на стержне.
Если отливку изготовляют в разъ-
емной матрице, то для удержания ее
в одной из половин матрицы выпол-
няют технологические выступы диа-
метром, равным диаметру толкателя,
или на торцовых частях отливки пре-
дусматривают выступы с меньшими
уклонами, чем в той половине матрицы,
из которой удаляется отливка.
Преобладающая толщина стенок от-
ливок из алюминиевых сплавов должна
быть не менее 2 мм, из медных — не
менее 3 мм, а у отливок типа втулок
из алюминиевых и медных сплавов —
не менее соответственно 3 и 5 мм.
Выбор сплавов для отливок. Для
ЛКД могут быть использованы чистые
металлы (алюминий, медь и др.),
а также литейные и деформируемые
сплавы. Сплавы с широким интерва-
лом кристаллизации склонны к обра-
зованию в слитках и отливках усадоч-
ной пористости, горячих трещин и
обратной ликвации. Способ ЛКД поз-
воляет получить плотные литые заго-
товки из подобных сплавов.
При ЛКД, как правило, в ПФ от-
сутствуют литниковые системы, поз-
воляющие плавно заливать расплав
в рабочую полость, задерживать плены
и неметаллические включения. Поэ-
тому при использовании легкоокис-
ляющихся сплавов следует обращать
особое внимание на заливку, не до-
пуская попадания плен в матрицу ПФ.
Плавку сплавов и обработку их
перед заливкой (рафинирование, моди-
фицирование и дегазацию) необходимо
выполнять так же тщательно, как и
при других способах литья.
Выбор основных технологических па-
раметров. Качество прессованных при
затвердевании отливок зависит от мно-
гих технологических параметров, Глав-
ными из которых являются: давление
прессования рн, температура заливае-
мого расплава Т3ал, начальная тем-
пература ПФ ТПф, время выдержки
расплава в ПФ до приложения давле-
ния /д и под давлением /п, скорости
формообразования с'ф и прессования цПр
отливки, толщина теплоизоляционного
покрытия.
Давление способствует окончатель-
ному формообразованию отливки,
устранению газоусадочных дефектов
(раковин и пор), повышению плот-
ности и физико-механических свойств
и улучшению качества поверхности.
Давление при формообразовании от-
ливки зависит от варианта процесса
(поршневое, пуансонное и пуансоно-
поршневое прессование), вида сплава
и температурных режимов литья.
Чем выше прочность сплава при вы-
соких температурах, а следовательно,
и прочность растущей корки, тем боль-
ше должно быть давление. Однако
прочность при высоких температурах
известна не для всех сплавов, поэтому
для выбора минимального давления
прессования (табл. 6) можно пользо-
ваться прочностными характеристи-
ками металлов и сплавов при 20 °C,
которые должны быть уточнены при
отработке технологического про-
цесса.
Металлы и сплавы заливают в ма-
трицу ПФ при перегреве на 20—100 °C
над температурой плавления или лик-
видуса, т. е. при перегреве, достаточ-
ном для того, чтобы по окончании за-
полнения ПФ сплав оставался жидким
до момента соприкосновения с пуан-
соном.
Выдержка расплава в ПФ до при-
ложения давления (время /д) должна
быть минимальной. Увеличение /д
приводит к образованию массивной
вертикальной корки, на деформирова-
ние которой необходимо затратить
значительное усилие пресса. Чем
меньше масса залитого в матрицу ПФ
расплава и толщина стенки отливки
Технологические основы процесса
349
и чем больше масса сплава, выдавли-
ваемого пуансоном во время оконча-
тельного формообразования отливки
(пуансонное или пуансоно-поршневое
прессование), тем меньше должно быть
время Для тонкостенных отливок
оно не должно превышать 5 с.
Отливку выдерживают под давле-
нием до окончания затвердевания, а
в некоторых случаях и несколько
дольше для приобретения ею доста-
точной прочности, необходимой для
сохранения конфигурации при вытал-
кивании из полости матрицы ПФ.
При изготовлении фасонных отливок
время tn = 0,8—1,2 с на каждый 1 мм
толщины стенки.
Для слитков рекомендуются следую-
щие значения и tn:
Диаметр слитка, мм . . 50 60 70
Время, с:
/д, не более .... 5 6 8
/п, не менее .... 60 70 90
Диаметр слитка, мм . . 90 100 125
Время, с:
/д, не более .... 10 12 15
/п, не менее . . . . 120 130 150
Начальная температура ПФ --
= 1504-250 °C.
Температура матрицы и пуансона
в процессе работы формы зависит от
сплава отливки:
Сплав отливки . . Алюми- Медный
ниевый
Температура, °C:
матрицы . . 300 400
пуансона . . 250 350
В процессе ЛКД ПФ охлаждают
водой или воздухом.
Скорость формообразования отлив-
ки при ЛКД можно рассчитать по
формуле
где уп — скорость внедрения пуан-
сона в затвердевающий расплав, м/с;
Рф — площадь сечения рабочей по-
лости ПФ, через которое протекает
расплав при окончательном формо-
образовании отливки, м2; Fu — пло-
щадь проекции прессующей части пу-
ансона (при пуансонном прессовании)
или полости в пуансоне (при пуан-
соно поршневом прессовании), м2;
Уф 0,2 м/с.
Вместо расчета Уф можно выбирать
процесс, исходя из значений скорости
вспомогательного хода ползуна пресса,
указанного в паспорте оборудования.
Для тонкостенных и массивных от-
ливок скорость не должна превышать
соответственно 0,15 и 0,10 м/с.
При ЛКД сплавов цветных металлов
рабочие поверхности ПФ защищают
главным образом технологическими
смазками, содержащими компоненты
типа масел и воска. Рекомендуется
применять: Алюминол-МГ — противо-
задирную смазку на масляной основе
с добавкой твердых наполнителей —
графита и высокодисперсного алюми-
ния и различных присадок [7]; Гра-
фитол-В2 и Графитол-В202 — водные
растворы различных присадок с до-
бавкой антифрикционного наполни-
теля (графита).
При ЛКД меди и некоторых спла-
вов на ее основе, а также стали и чу-
туна рабочие поверхности ПФ за-
щищают специальными красками для
образования теплоизоляционного по-
крытия толщиной 0,2 —1,5 мм. При-
меняют и двухслойные теплоизоля-
ционные покрытия, состоящие из слоя
на основе асбеста, пылевидного квар-
ца, талька или циркона и последую-
щего слоя краски, способствующей
созданию во время заливки расплава
необходимой атмосферы в поло-
сти ПФ.
Составы некоторых смазок и кра-
сок, используемых при ЛКД сплавов
цветных металлов, приведены в табл. 7
[6; 10].
Технологические смазкй на рабочие
поверхности ПФ наносят тонким слоем
с помощью пульверизатора перед каж-
дой заливкой расплава. Температура
пуансона и матрицы при этом должна
быть не менее 120 °C.
На рис. 6 приведен порядок раз-
работки технологического процесса
350
ЛИТЬЕ С КРИСТАЛЛИЗАЦИЕЙ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
7. Составы некоторых смазок и красок для ПФ
Компонент Содер- жание, % (мае. доля) Компонент Содер- жание. % (мае. доля)
ЛКД алюминиевых сплавов Уайт-спирит Силиконовая жидкость 50 20
Коллоидальный графит Вода 95—97 Тальк Жидкое стекло Вода 20 3 77
Графит (сажа) Спирт технический Вода 20 70 10 ЛКД медных сплаве Графит Машинное масло 5 95
Графит Воск Масло машинное 60 30 10
Графит Силикон Уайт-спирит 25 25 50
Поваренная соль Вода 10—15 85—90
Графит Воск 10 90
Графит Алюминиевая пудра 10 20
Масло машинное 100 ।
Выбор
давления
Выбор гидравличес-
кого пресса
Разработке^ ХКонструи
Выбор
формы
Деталь zi схемы чертежа
прессовав ^ивки УЖС™
> 200МПа
>100 МПа
Пуансон-
ное прес-
сование
(сплавы, не
склонные к
окислении)
Рис. 6. Порядок разработки технологического процесса ЛКД
Рн,МПа
10МН
Ч2ДО1
100
О
50 100 150 200 250 0гм
Пресс-формы
351
Рис. 7. Оформление чертежей отливки и пресс-формы:
а деталь; б отливка; в пресс-форма
ЛКД для детали типа втулки, а на
рис. 7 — чертежи детали отливки и
ПФ.
3. Пресс-формы
ПФ работают в тяжелых условиях,
связанных с воздействием давления на
затвердевающий расплав, а также на
детали и узлы ПФ, соприкасающиеся
с расплавом во время заливки и прес-
сования, что приводит к значительному
разогреву и износу последних.
Экономичность ЛКД зависит от зат-
рат на изготовление технологической
оснастки (главным образом ПФ), сто-
имость которой достаточно высока.
Для уменьшения затрат применяют
универсальные блоки. Например, про-
водят классификацию отливок по кон-
фигурации и размерам, определяют
несколько типовых групп и для каж-
дой группы разрабатывают конструк-
ции универсальных блоков. Приме-
нение универсальных блоков (груп-
повых ПФ) рентабельно при серийности
50—100 отливок в год. Использование
таких блоков, кроме снижения затрат
на изготовление, сокращает трудоем-
кость проектно-конструкторских ра-
бот на 15—20 % .
При крупносерийном и массовом
производстве целесообразно изготов-
ление ПФ для каждой конкретной
отливки, так как при этом можно учесть
особенности ее конструкции.
Конструкции ПФ для ЛКД отли-
чаются большим разнообразием, что
обусловлено конфигурацией отливок,
свойствами применяемых сплавов, ха-
рактером производства и используе-
мым прессовым оборудованием. Вместе
с тем имеются общие типовые решения,
присущие большинству ПФ: наличие
плит крепления к столу и ползуну
пресса, пуансонов и матриц, меха-
низмов извлечения отливок из матриц
и съема их с пуансонов, а также эле-
ментов нагрева и охлаждения. Поэтому
при разработке конструкций ПФ не-
обходимо стремиться к максимальной
унификации их отдельных узлов и
деталей, применению типовых и нор-
352
ЛИТЬЕ С КРИСТАЛЛИЗАЦИЕЙ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Рис. 8. Классификация пресс-форм по конструкции матрицы
мализованных элементов крепле-
ния.
Классификация пресс-форм и их уз-
лов. Все ПФ имеют разъем между
матрицей и пуансоном (прессующим
узлом), а матрицы и пуансоны могут
состоять из одной или нескольких
деталей.
По конструкции матрицы ПФ под-
разделяют на две группы (рис. 8)—
с неразъемной и разъемной матри-
цами. ПФ с неразъемными матрицами
подразделяют на две подгруппы, (ПФ
с неподвижной и подвижной матри-
цами); ПФ с разъемными матрицами—
на три подгруппы (ПФ, матрицы кото-
рых выполнены с горизонтальной,
вертикальной и несколькими плоско-
стями разъема). ПФ с разъемными
матрицами, как правило, являются
неподвижными во время формообра-
зования и уплотнения затвердевающей
отливки.
На рис. 9 приведены прессующие
узлы, применяемые в ПФ при ЛКД.
Эти узлы подразделяют на четыре
группы. К группе 1 относятся прес-
сующие узлы, в которых для формо-
образования и уплотнения затверде-
вающей отливки предусмотрена только
одна деталь — собственно пуансон
(независимо от схемы прессования).
Группу 2 составляют двойные пуан-
соны, которые выполнены из наруж-
ной втулки, являющейся одновре-
менно элементом механизма съема от-
ливки с пуансона, и собственно пуан-
сона (центральной части прессующего
узла).
Наружная втулка и пуансон прес-
сующего узла до начала уплотнения
отливки могут опускаться в сомкну-
том или разомкнутом состоянии. В
сомкнутом состоянии пуансон пол-
ностью входит в наружную втулку
(подгруппы 2.1 и 2.3), в результате
чего перекрывается рабочая полость
матрицы. В разомкнутом состоянии
(подгруппа 2.2) пуансон лишь час-
тично входит во втулку на первом этапе
движения, а втулка раньше достигает
матрицы, перекрывает частично ее
полость и, опираясь на пружины,
установленные на верхнем торце мат-
рицы или нижней плите, дожидается
подхода пуансона. Во время оконча-
тельного формообразования и после-
дующего уплотнения отливки оба эле-
мента прессующего узла перемещаются
с одинаковой скоростью, так как
пуансон постоянно поджимает втулку.
К группе 3 отнесены телескопиче-
ские прессующие узлы. Особенность
этих узлов заключается в том, что
Пресс-формы
868
Рис. 9. Классификация пресс-форм по конструкции прессующего узла
в начале уплотнения затвердевающей
отливки одновременно опускаются
втулка и пуансон, а затем один из
элементов прессующего узла замед-
ляет движение или останавливается
из-за упора в стенку отливки. Вто-
рой же элемент продолжает опуска-
ться, сжимая при этом пружины, рас-
положенные в пуансонодержателе.
Например, подпружиненным может
быть пуансон (подгруппа 3.1). Тогда
при упоре н иж нет о торца пуансона
в затвердевшее тонкое дно отливки
он останавливается, а наружная втул-
ка продолжает опускаться, сжимая
пружины и уплотняя вертикальные
стенки затвердевающей отливки.
В прессующих узлах других под-
групп (3.2 и 3.3) во время уплотнения
затвердевающей отливки останавли-
вается втулка, а уплотнять массивное
дно продолжает пуансон.
Группа 4 содержит сложные прес-
сующие узлы, часто предназначенные
для одновременного уплотнения не
одной, а нескольких затвердевающих
отливок (подгруппы 4.2 и 4.3).
Съемники отливок с пуансона состо-
ят из элементов, соприкасающихся
с отливкой и входящих в состав прес-
12 Ефимов
сующего узла (собственно съемники),
и механизмов разного типа (рычаж-
ных, кулисных, реечных и т. п.), свя-
занных с этими элементами.
Собственно съемники, чаще всего
выполняемые в виде колец, втулок и
рамок, подразделяют на верхние и
боковые (рис. 10), т. е. могут воздей-
ствовать на верхний торец отливки
(группа 1) или часть ее вертикальной
наружной поверхности у верхнего
торца (группа 2).
Съемники первой группы могут быть
подвижными (подгруппы 1.1 и 1.3)
и неподвижными (подгруппа 1.2) во
время уплотнения затвердевающей от-
ливки. Наиболее распространены
съемники в виде втулки (1.1), реже
в виде кольца (1.2) и очень редко
в виде штифтов (1.3).
Ко второй группе отнесены кольце-
образные съемники, соприкасающиеся
с боковой наружной поверхностью
отливки вблизи верхнего торца (под-
группы 2.1 и 2.2). Такие съемники
применяют в ПФ с подвижной мат-
рицей.
После срыва с пуансона отливка
может падать на лоток, а затем в бун-
кер или на конвейер, но чаще она ос-
354
ЛИТЬЕ С КРИСТАЛЛИЗАЦИЕЙ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Рис. 10. Классификация ‘ съемников
отливок с пуансона
тается в матрице, из которой извле-
кается толкателями.
Если отливку изготовляют с исполь-
зованием поршневого прессования, то
применение толкателей обязательно
из-за отсутствия съемников отливок
на пуансоне.
Анализ конструкций ПФ позволил
условно разделить механизмы тол-
кателей на три группы (табл. 8).
В группу 1 включены простые тол-
катели, применяемые в ПФ для полу-
чения отливок без центрального от-
верстия. Они оформляют часть ниж-
него торца отливки (подгруппы 1.1—
1 3) или полностью нижний торец
(подгруппа 1.4). В группы 2 и 3 вхо-
дят толкатели, используемые в ПФ
Рис. 11. Схемы установки матриц
в матрицедержателях:
/ — матрица: 2 — матрицедержатель
для изготовления отливок с централь-
ными отверстиями при пуансонном (под-
группы 3.2—3.4) и поршневом (под-
группы 2.1—2.4; 3.1) прессовании.
Они имеют форму цилиндра (под-
группа 2.1), сектора (подгруппы 2.2
и 2.3) или втулки (подгруппа 2.4).
Особенностью толкателей (подгрупп
3.2—3.4) является наличие поддер-
живающих пружин, предназначенных
для возвращения центрального эле-
мента механизма толкателя в исходное
положение.
Детали пресс-форм можно разделить
на две группы: детали, соприкасаю-
щиеся с расплавом (матрица, пуан-
сон, некоторые детали съемника, стер-
жни, толкатели), и детали конструк-
тивного назначения (плиты, обоймы,
пуансоно- и матрицедержатели, штыри,
рычаги, скобы, элементы крепления
и т. п.).
Детали, соприкасающиеся с рас-
плавом, определяют внешние контуры
отливки, ее качество, включая шеро-
ховатость поверхности и точность раз-
меров.
Матрицы. Габаритные размеры
матрицы устанавливают, исходя из
размеров отливки. Если матрица яв-
ляется индивидуальной, то ее тол-
щина должна быть достаточной, чтобы
противостоять давлению прессования
без искажения размеров (но не менее
50 мм). В тех случаях, когда матрица
вставляется в матрицедержатель
(обойму) универсального блока, тол-
щина ее стенки может быть 20—30 мм.
Желательно применять равностен-
ные матрицы с плавными перехо-
дами между стенками разной толщины.
Индивидуальные матрицы закрепляют
на нижней плите болтами, а в матрице-
держателе — различными способами.
Так, в условиях серийного произ-
водства целесообразно располагать
матрицу (по отношению к матрице-
держателю) сверху в цилиндрическом
или конусном гнезде (рис. 11). Мат-
рицу вставляют в матрицедержатель,
закрепленный на нижней плите, и
укрепляют в нем болтами или специ-
альными прижимами, расположенными
на верхнем торце матрицедержатели.
При замене матрицы матрицедержа-
тель не отсоединяют от нижней плиты
(см. рис. И, а, б).
Пресс-формы
355
8. Классификация выталкивателей
В условиях крупносерийного про-
изводства применяют схему крепле-
ния матрицы, которая состоит в сле-
дующем (см. рис. 11, в): вначале от-
соединяют и поднимают матрицедер-
жатель. Затем заменяют матрицу дру-
гой, вновь устанавливают и закреп-
ляют матрицедержатель.
При проектировании матриц для
небольших по высоте и массе отливок
рабочую полость выполняют без ук-
лона в направлении подъема отливки
при извлечении из ПФ. В большинстве
же случаев предусматривают уклоны
не на всю высоту матрицы, а на вы-
соту отливки после окончания уп-
12*
лотнения. Выше этого уровня до
верхнего торца матрицу изготовляют
без уклона (для точного входа прес-
сующего узла), если для направления
последнего предусмотрены направ-
ляющие штыри или колонки.
Если соосность спариваемых мат-
рицы и пуансона обеспечивают путем
непосредственного захода прессую-
щего узла в полость матрицы (без
использования направляющих шты-
рей или колонок), то у верхнего торца
матрицы по всему периметру рабочей
полости предусматривают уклон,
равный 15—20й, на глубину 5—
10 мм.
356
ЛИТЬЕ С КРИСТАЛЛИЗАЦИЕЙ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Уклоны рабочих поверхностей не- высоты Н полости к ее внутреннему
разъемных матриц зависят от толщины диаметру D:
стенки отливки (втулки) и отношения
Размеры рабочей полости
матрицы................... Н <0,5D Н < 0,75D Н < 1,OD 1,25Г>
Толщина стенки отливки,
мм........................ 3—6 7—10 3—6 7—10 3—6 7—10 3—10
Уклон поверхностей поло-
сти матрицы, ...°......... 2 3 3 4 4 -5 5
Внутреннюю полость металлоприем-
ного кольца в ПФ с разъемной
матрицей всегда выполняют без
уклона.
В разъемных матрицах уклон наз-
начают только в направлении движе-
ния отлцвки при извлечении из ра-
бочей полости.
Пуансоны. Эта деталь ПФ
работает в наиболее тяжелых усло-
виях (особенно при пуансонном или
пуансоно-поршневом прессовании), так
как при формообразовании отливки
выступающие элементы пуансона на-
ходятся в расплаве.
Пуансон закрепляют на верхней
плите или в пуансонодержателе с
помощью хвостовика и цилиндриче-
Диаметр пуансона, мм...............
Зазор, мм .........................
ских или конических штырей таким
образом, чтобы в процессе эксплуа-
тации пуансон можно было легко за-
менить.
В ПФ для отливок с глубокими
внутренними полостями прессующий
узел состоит из наружной втулки
(съемника) и собственно пуансона (см«
рис. 9, группа 2). Технологические
зазоры между движущимися парами
(пуансоном и матрицей, пуансоном и
съемником, съемником и матрицей)
зависят от габаритных размеров ра-
бочей полости матрицы (табл. 9).
В ПФ для ЛКД медных сплавов
технологические зазоры между мат-
рицей и пуансоном больше, чем для
алюминиевых сплавов:
До 40 41—70 Св. 70
0,12—0,15 0,15—0,20 0,20
9. Технологические зазоры (мм) между матрицей и деталями прессующего узла
Движущиеся пары Зазор при размерах полости матрицы, мм
До 80 81 — 120 121—180 св. 180
Матрица—пуансон, съем- 0,03—0,05 0,05—0,08 0,08—0,12 До 0,15
ник—матрица Пуансон—съемник 0,05—0,08 0,08—0,1 0,10—0,12
Примечание. Материал отливок — алюминиевые сплавы.
Для изготовления отливок с от-
верстием при поршневом прессовании
используют пуансоны с кольцевой
прессующей частью, охватывающей
стержень. Чтобы при недостаточной
дозе залитого в матрицу расплава
пуансон не повредил стержень, коль-
цевую часть пуансона выполняют оп-
ределенной высоты, равной макси-
мально допустимому расстоянию, на
которое пуансон входит в полость
матрицы.
Для снижения трения между под-
вижными деталями ПФ уменьшают
поверхность соприкосновения движу-
щихся пар: у пуансона (или съем-
ника) заходную часть на высоте 5—
8 мм по всему периметру выполняют
на 0,5—1,0 мм больше остальной ча-
сти. Образующийся при этом зазор
между матрицей и пуансоном (или
съемником), расположенный выше ука-
занного пояска, не только уменьшает
трение, но и позволяет легко удалить
Структура и свойства сплавов и отливок
357
10. Стали для пресс-форм
Деталь ПФ Марки стали HRCg
Матрица, пуансон, стер- жень ЗХ2В8, ЗХ2В8Ф, ЗХ2М2Ф, ЗХ10В2Ф, 5ХНМ, 3X13, 4Х5В2ФС, 4Х5В4ФСМ, 4Х2В5ФМ, 5ХВ2С, 6ХВ2С 40—42
Толкатель ЗХ10В2Ф, 3X13, 4Х5МФС, ЗХ2В8, 5ХНМ, 4Х5В2ФС 40—42
Матрицедержатель (обой- ма), пуансон ©держатель 40, 45 28—30
Плита 30, 40, 45 1
заливы, которые могут образоваться
между указанными деталями ПФ.
Выступающую часть пуансона, офор-
мляющую внутреннюю полость от-
ливки при пуансонном или пуансоно-
поршневом прессовании, выполняют
конусной с углом конуса: 5—7°, если
пуансон без съемника, и 0,5—Г, если
пуансон со съемником.
Стержни выполняют метал-
лическими. Закрепляют их в матрице
с помощью натяжных гаек, специаль-
ных реек, скоб и плит. Центральные
стержни изготовляют с уклоном 1,5—
3° по всей рабочей высоте. Можно
выполнять верхнюю часть стержня
без уклона на величину, равную мак-
симально возможному заходу его в
прессующий пуансон, однако это мо-
жет привести к затрудненному извле-
чению отливки из матрицы и поломке
толкателей.
Стержни могут быть подпружинены.
При пуансонном прессовании отвер-
стия в отливках выполняют пуансо-
ном, но вместо подпружиненного стер-
жня используют подпружиненное дно
матрицы (см. табл. 8, подгруппы 3.2—
3.4).
Материалы для пресс-форм. Для из-
готовления ПФ при ЛКД используют
те же стали и сплавы, что и при ЛПД.
В табл. 10 приведены некоторые марки
сталей, используемых для изготов-
ления деталей ПФ.
Перспективным материалом для де-
талей ПФ, соприкасающихся с рас-
плавом, является литой молибден и
сплавы на его основе.
4. Структура и свойства
сплавов и отливок
В результате воздействия давления
на кристаллизующийся металл или
сплав в отливках происходят струк-
турные изменения: уменьшение сред-
них размеров зерна (измельчение струк-
туры), изменение состава и характера
распределения фаз, повышение од-
нородности в результате уменьшения
степени развития ликвационных про-
цессов, равномерное распределение не-
металлических включений и, как след-
ствие, изменение внутреннего строе-
ния отливок и повышение физико-
механических свойств.
Отливки, полученные ЛКД, как
правило, имеют литую структуру. В за-
висимости от состава сплава, давления,
температурных режимов и других па-
пам етров эта структура может быть
транскристаллической (с зоной столб-
чатых кристаллов по всему сечению),
равноосной или смешанной,
С повышением давления прессова-
ния (при прочих равных условиях)
структура отливок измельчается, осо-
858
ЛИТЬЕ С КРИСТАЛЛИЗАЦИЕЙ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Рис. 12. Зависимость физико-механи-
ческих свойств отливок (ов, 6, р), вре-
мени затвердевания /3, размеров d
микрозерен и литейной усадки’ел от
давления прессования
где Кс — коэффициент, характеризу-
ющий свойства сплава.
Средние размеры зерен уменьшаются
не только из-за изменения условий
. теплообмена и термодинамических па-
раметров кристаллизации, но и в ре-
зультате механического воздействия
пуансона на растущие кристаллы. При
уплотнении затвердевающей отливки
частично разрушаются и опускаются
вниз обломки кристаллов, образуя
дополнительные зародыши кристал-
лизации. Излом кристаллов наблю-
дается главным образом в области наи-
большего перемещения кристаллизу-
ющегося расплава во время уплотне-
ния под давлением — вблизи пуан-
сона.
Измельчение структуры и устране-
ние газоусадочной пористости при-
водят к повышению физико-механиче-
ских и эксплуатационных свойств
слитков и отливок, особенно в обла-
сти давлений 0,1—150 МПа (см.
рис. 12).
бенно в области давлений 0,1—150 МПа
(рис. 12), что обусловлено тепловыми
и механическими факторами, а также
условиями кристаллизации. При по-
следующем повышении давления из-
мельчение структуры продолжается,
но в меньшей степени, чем в первой
области давлений.
При затвердевании отливки под дав-
лением в ней создается резкий тем-
пературный градиент при повышенной
скорости отвода теплоты перегрева
и кристаллизации. В результате со-
кращается время местной кристалли-
зации, снижаются диффузионные про-
цессы в отливке, что приводит к об-
щему измельчению структуры. Из-
мельчение структуры зависит не от
простого устранения зазора между от-
ливкой и формой, а от увеличения
скорости охлаждения или уменьше-
ния времени затвердевания отливки.
Это подтверждается зависимостью меж-
ду отношением размера зерен в
кокильных отливках к размеру d
зерен в отливках, изготовленных ЛКД,
и отношением продолжительности зат-
вердевания tQit этих же отливок:
d$/d ~~ Kcto/ti
В табл. 11 приведены механические
свойства алюминиевого сплава АЛЗМ
в слитках, изготовленных наполни-
тельным литьем в изложницу под ат-
мосферным давлением (числитель дро-
би в таблице) и ЛКД (знамена-
тель) .
Механические свойства двух вы-
сокопрочных сплавов в пластинах
(110X110X14 мм), изготовленных
ЛКД при давлении 200 МПа, при-
ведены в табл. 12.
В табл. 13 приведены свойства спла-
ва АЛ25 при литье в кокиль и ЛКД
[4].
Освоено (особенно в Великобрита-
нии, США и Японии) ЛКД компози-
ционных сплавов. В качестве металли-
ческой основы используют главным
образом алюминиевые сплавы, а в ка-
честве неметаллических наполните-
лей — графит, карбид кремния, оксид
алюминия и т. п. В табл. 14 приведены
механические свойства композицион-
ного сплава LM30 на основе алюминие-
вого сплава с наполнителем — гра-
фитом в виде порошка, покрытого
никелем [11]. Этот сплав использован
для изготовления поршней автомо-
бильных двигателей.
Дефекты отливок и меры их предупреждения
359
11. Механические свойства сплава АЛЗМ
Состояние сплава МПа 6, % НВ
Литое 242/246 4,2/5,3 79/72
После закалки 364/388 8,6/14,8 121/111
После закалки и искусственного ста- рения 426/441 4/10 138/143
12. Механические свойства сплавов В124 и ВАЛ8
Марка сплава Температура а0,2 % б
1 ерми чсслал испытаний, °C
обработка) МПа %
—70 424 466 3,3 6,0
20 405 477 2,9 7,5
В124 (Тб) 100 407 432 3,0 7,2
150 363 395 4,7 8,3
200 321 353 5,3 Н,4
-70 308 431 9,2 8,3
20 301 406 6,3 8,0
ВАЛ 8 (Т5) 100 289 369 8,3 11,6
150 279 337 7,9 12,1
200 250 285 5,5 18,9
14. Механические свойства
13. Механические свойства
сплава АЛ25
Свойство сплава Литье в кокиль ЛКД при рн, МПа
100 200
пв, МПа 6, % Жаропрочность МПа Износостойкость (убыль массы за 1 Ч), % 200 0,5 50 0,7 215 1,3 65 0,59 245 1,5 80 0,49
5. Дефекты отливок и меры
их предупреждения
При разработке технологического
процесса ЛКД назначают следующую
композиционного сплава
Содержание графита в сплаве LM30, % (мае. доля) МПа 9
Литье в кокиль ЛКД
0 182 224
1,9 154 181
3,7 119 129
8,15 44 71
литейную усадку сплавов, %: алюми-
ниевых 0,6——0,8; медных 0,8—1,2. Чем
больше прилагаемое давление, тем
меньше должна быть линейная
усадка.
Виды дефектов отливок, возможные
причины их возникновения и меры
предупреждения приведены в табл. 15.
МО
ЛИТЬЕ С КРИСТАЛЛИЗАЦИЕЙ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
15. Дефекты отливок
Дефекты Причина возникновения дефектов Меры предупреждения
Усадочные рако- вины и поры Недостаточное давление и время прессования Увеличить давление и время прессования
Позднее приложение давле- ния Уменьшить время
Высокая температура за- ливки Т8ал Уменьшить Тзал
Спаи поверхност- ные и по уровню заливки расплава в матрицу Попадание струи расплава на вертикальные стенки матрицы Заливать расплав через во- ронку или желоб
Использование легкоокис- ляющегося сплава Замена сплава или схемы прессования
Неправильный температур- ный режим Оптимизировать температур- ные режимы, увеличить при- пуск на обработку, умень- шить время
Корольки Большая высота падения расплава в матрицу при заливке Уменьшить высоту падения расплава, изменить схему за- ливки
Холодная ПФ Нагревать ПФ до заданной температуры
ПФ не смазана Смазать ПФ
Горячие трещины Позднее приложение давле- ния Уменьшить время /д
Недостаточное давление Повысить давление до опти- мального
Неправильный температур- ный режим Оптимизировать температур- ный режим
Неправильная конструкция отливки Изменить конструкцию от- ливки или схему прессова- ния
Оборудование
301
Продолжение табл. 15
Дефекты Причина возникновения дефектов Меры предупреждения
Газовые раковины Газонасыщенность расплава Рафинировать и дегазиро- вать расплав
Позднее приложение давле- ния Уменьшить время /д
Высокая температура за- ливки Оптимизировать Тзал
Обильная смазка Оптимизировать толщину слоя смазки, заменить смаз- ку или метод ее нанесения
Обратная ликва- ция Позднее приложение давле- ния Оптимальная выдержка до давления
Неисправная ПФ Замена или ремонт ПФ
Шероховатая по- верхность Позднее приложение давле- ния Уменьшить время /д
Недостаточное давление Оптимизировать давление
Износ деталей ПФ Заменить детали ПФ
6. Оборудование
Для ЛКД используют преимущест-
венно гидравлические прессы и литей-
ные машины с техническими харак-
теристиками, обеспечивающими наи-
более благоприятные условия для про-
текания процесса. Данные о некоторых
прессах, используемых для ЛКД на
отечественных предприятиях, приве-
дены в табл. 16.
Неспециализированные гидравли-
ческие прессы, как правило, явля-
ются прессами одинарного действия
и позволяют изготовлять отливки в
ПФ с неразъемной матрицей.
Для ПФ с разъемной матрицей необ-
ходимы прессы двойного действия,
в которых один гидроцилиндр (или
несколько гидроцилиндров) предназна-
чен для прижима полуформ, а вто-
рой — для прессования затвердеваю-
щей отливки. Таким является гидрав-
лический пресс К20809 (рис. 13) [9].
Расплав заливают в рабочую по-
лость ПФ через отверстие в верхней
полуформе, когда ПФ находится вне
позиции прессования (перемещение осу-
ществляется передвижным столом). За-
тем с помощью стола залитая ПФ
вводится в зону прессования, где
полуформы плотно прижимаются друг
к другу прижимным ползуном с уси-
лием 12,5 МН, а уплотнение затверде-
вающей отливки проводится пуансо-
ном, входящим в рабочую полость
ПФ через отверстие в верхней полу-
форме. При этом захваты фиксируют
верхнюю полуформу.
По окончании прессования верхняя
и нижняя полуформы размыкаются
при подъеме прижимного ползуна в
исходное положение с захватами и
верхней полуформой. Отливка вытал-
362
ЛИТЬЕ С КРИСТАЛЛИЗАЦИЕЙ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
16. Гидравлические прессы, используемые при ЛКД
Модель пресса Номиналь- ное усилие пресса, МН Усилие выталки- вателя, МН Максимальная скорость вспо- могательного хода ползуна вниз, м/с Пресс
Специализированные прессы
ДО437С1 5,0 0,95 0,2 Однопозиционный
ПО638 6,3 0,50 0,2 Четырехпозиционный
К20809 6,3/12,5 * 1,60 0,1 Двойного действия
Неспециализированные прессы
ДА2238 6,3 0,80 0,05 Одн опози ци онны й
Д2430Б (или 1,0 0,25 0,12 »
ДБ2430)
ДБ2432 1,6 0,31 0,20 »
ДБ2334 2,5 0,63 0,10 »
Номинальное усилие
прижимного ползуна.
кивается из полости нижней полу-
формы толкателем, причем оконча-
тельное извлечение ее из полуформы
проходит вне позиции прессования.
Рабочую полость ПФ смазывают, затем
нижнюю полуформу с помощью стола
подают в зону прессования и устанав-
ливают на нее верхнюю полуформу.
Собранную ПФ столом пресса воз-
вращают на позицию заливки.
Далее цикл повторяется.
Гидравлический трехколонный пресс
ПО638 имеет поворотный стол, на
котором устанавливают и закрепляют
матрицы ПФ. Стол вращается вокруг
одной из колонн, подавая матрицы на
очередную позицию и обеспечивая
четыре позиции пресса: заливку рас-
плава, прессование затвердевающей
О1ливки, выталкивание отливки из
матрицы и подготовку матрицы к оче-
редной заливке расплава (рис. 14).
Пресс имеет индивидуальный гидро-
привод, в который входят два насоса,
обеспечивающих работу основных уз-
лов главного и вспомогательного ци-
линдров. Привод вспомогательных уз-
лов (поворотного стола, фиксаторов,
выталкивателя и др.) осуществляется
насосами НПР-50М и Г12-13. Рабочей
Рис. 13. Схема работы гидравлического пресса К20809 двойного действия:
а — заливка расплава в пресс-форму; б — прессование затвердевающей отливки; в и
г — извлечение отливки из матрицы; д — смазывание (окраска) пресс-формы
Оборудование
863
жидкостью для основных операций
служит эмульсия, для вспомогатель-
ных — минеральное масло.
Управление прессом и контроль за
работой узлов осуществляется с пуль-
та, расположенного перед прессом.
Режимы работы пресса — полуавтома-
тический и наладочный. При работе
на полуавтоматическом режиме после
нажатия кнопки «Цикл» последо-
вательно проводятся операции от рас-
фиксации стола и подачи матрицы
с залитым расплавом с позиции за-
ливки на позицию прессования до
выталкивания отливки из матрицы с
последующим опусканием выталки-
вателя в исходное положение. Всего
за цикл выполняется 11 операций.
Полуавтоматический режим работы
пресса может быть осуществлен при
заливке расплава в матрицу только
на позиции заливки. Наладочный ре-
жим позволяет заливать расплав в ма-
трицу на позиции заливки (при массе
расплава более 5 кг) и на позиции
прессования.
Воронежским политехническим
институтом и Воронежским заводом
горно-обогатительного оборудования
модернизированы несколько гидрав-
лических прессов (П479, ДА2238 и
ДБ2240) с целью получения прессов
двойного действия. Так, модернизи-
рованный пресс ДБ2240 развивает уси-
лие при прижиме полуформ 8 МН и
на прессующем пуансоне 3,15 МН.
Пресс оборудован выдвижным столом
и столом для вращения ПФ. Исполь-
зование пресса позволяет изготовлять
отливки массой до 150 кг (из стали)
с площадью плоскости разъема 2000 сма
11].
Расплав из ковша или печи заливают
в матрицу ПФ, установленную на столе
гидравлического пресса. Для заливки
используют заливочно-дозирующие
устройства, аналогичные тем, которые
устанавливаются у машин литья под
давлением.
Специальный дозатор (конструкции
ВНИТИприбор, г. Москва) обеспечи-
вает заливку расплава в матрицу,
смонтированную на столе неспециали-
зированного пресса [3]. Дозатор со-
стоит из станины (рис. 15), подвиж-
ной каретки с закрепленными на ней
приводными рычагами и мерным ков-
Рис. 14. Гидравлический трехколон-
ный пресс ПО638
шом, который может осуществлять
возвратно-поступательное и поворот-
ное движения относительно станины.
На общей станине размещен гидро-
привод. С одной стороны станины
(с торца) расположена раздаточная
печь, с противоположной — гидрав-
лический пресс со смонтированными
на нем матрицей и пуансоном. Каретка
перемещается по направляющим с по-
мощью гидроцилиндра, жестко за-
Рис. 15. Схема работы робототехно-
логического комплекса (дозатора):
1 — станина; 2 — пресс; 3 — матрица-
4 — пуансон; 5 — каретка; 6 — ковш;
7 — приводной рычаг; 8 — печь
364
ЛИТЬЕ С КРИСТАЛЛИЗАЦИЕЙ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
крепленного в его нижней части. Шток
гидроцилиндра Прикреплен к кар-
касу станины. В верхней части ка-
ретки двумя регулируемыми по высоте
стойками закреплен реечно-зубчатый
механизм с гидроприводом, служа-
щий для поворота рычага, несущего
ковш.
Работа заливочно-дозирующего уст-
ройства происходит в следующем по-
рядке. Рычаг с мерным ковшом пово-
рачивается к раздаточной печи и опу-
скает ковш в расплав. Глубина по-
гружения ковша задается регулируе-
мым электродом, закрепленным рядом
с ним. Электрод, коснувшись расплава
в печи, включает реле, задающее
время наполнения ковша. Затем ры-
чаг с наполненным ковшом поворачи-
вается к прессу и останавливается
в горизонтальном положении.
После срабатывания конечного вы-
ключателя каретка перемещается в
сторону пресса, а рычаг вводит ковш
под ползун (в зону прессования),
где расплав сливается в матрицу пу-
тем поворота ковша специальным ци-
линдром.
По окончании заливки каретка от-
водит поворотный рычаг4 с пустым ков-
шом из рабочей зоны пресса. Ползун
пресса с пуансоном опускается вниз,
осуществляя последовательно окон-
чательное формообразование и уплот-
нение затвердевающей отливки. После
извлечения отливки из матрицы и под-
готовки ПФ к заливке цикл повто-
ряется.
Для автоматизации установки ар-
матуры, смазывания ПФ, дозирования
и заливки расплава, удаления отливки
из ПФ в состав робототехнологического
комплекса могут входить гидравличе-
ский пресс ПД476, промышленные ро-
боты «Универсал-5» и РФ-202М [8].
Заливку расплава в матрицу осуще-
ствляет робот «Универсал-5», в руке
которого закреплен кронштейн с ков-
шом, имеющим форму цилиндра со
сферическим дном. В боковой стенке
ковша расположено дозирующее от-
верстие. Ковш опускается в тигель
печи ниже минимального уровня рас-
плава, поэтому понижение зеркала
расплава в печи не влияет на про-
цесс заливки. Расплав при транспор-
тировании не расплескивается, что
обеспечивается плавностью поворота
руки робота и вертикальным положе-
нием ковша.
При изготовлении армированных от-
ливок используют специальную ар-
матуру. Ее установка и извлечение
отливки из матрицы осуществляется
роботом РФ-202М. Рука робота осна-
щена двусторонним схватом: одна сто-
рона — для удержания арматуры,
другая — для готовой отливки. Нане-
сение смазки на ПФ производится
специальным устройством. Робототех-
нологический комплекс управляется
с пульта ПУР-2М. Программоносите-
лем в управляющем устройстве яв-
ляется барабан со штырьками, имею-
щими 50 рядов (строк) отверстий.
Программа цикла кодируется набо-
ром 16 строк на барабане ПУР-2М.
7. ЛКД на машинах литья
под давлением
На машинах для ЛПД изготовля-
ют отливки (толщина стенки 6—
25 мм) из алюминиевых и медных спла-
вов с переходами от тонких сечений
к местным утолщениям, с повышенными
требованиями по герметичности, плот-
ности и механическим свойствам, а
также с улучшенным качеством по-
верхности (для нанесения гальвани-
ческих покрытий).
Разработаны три варианта процесса
и соответствующие конструкции ПФ.
По одной схеме расплав, залитый в
камеру прессования машины, час-
тично затекает в рабочую полость ПФ
и оформляет отливку. Окончательное
формообразование отливки осуществ-
ляется прессующим плунжером, пе-
ремещающим расплав из камеры прес-
сования в рабочую полость ПФ (при
конечном сопряжении прессующего
пуансона с матрицей). На рис. 16
приведена ПФ для изготовления от-
ливок по этой схеме.
При изготовлении отливок по вто-
рой схеме расплав, залитый в камеру
прессования машины, не попадает в
полость ПФ до момента приложения
давления, так как камера со стороны
ПФ перекрывается подпружиненным
стержнем. При движении плунжер
перемещает расплав, заполняя про-
ЛКД на машинах литья под давлением
365
/ — плунжер машины; 2
ник;
Рис. 16. Пресс-форма:
— камера прессования; 3 —• неподвижная плита; 4 — наконец-
5 — пуансон; 6 — матрица; 7 — толкатель
странство между плунжером и стерж-
нем, отжимает подпружиненный стер-
жень и запрессовывает расплав в ра-
бочую полость ПФ. На рис. 17 при-
ведена ПФ для изготовления отливок
по этой схеме.
Японскими исследователями эта
схема реализована иначе. Фирма UBE
разработала робототехнологический
комплекс типа VSC (Vertical Squeeze
Casting) для изготовления отливок
массой до 30 кг из алюминиевых спла-
вов. Этот комплекс состоит из следую-
щих устройств: гидравлического прес-
са тройного действия, позволяющего
использовать ПФ, имеющие одновре-
менно вертикальную и горизонтальную
плоскости разъема матрицы; робота
для заливки расплава в специальный
металлоприемник, расположенный под
столом пресса; робота для извлечения
отливки из зоны прессования и сброса
ее в охладительный бак; устройства
для очистки полости ПФ и ее смазы-
вания водно-графитовой смазкой.
Схема работы прессующего узла
установок типа VSC приведена на
рис. 18 |12]. Расплав заливают в ме-
таллоприемник заливочным роботом
с поворотным ковшом. По окончании
Рис. 17. Пресс-форма с подпружиненным стержнем:
/ — матрица; 2 — штуцер; 3 — пружина; 4 — стержень; б — плита; 6 — камера прес-
сования; 7 — полость ПФ; 8 — заливочное отверстие; 9 — поршень; 10 — резиновая
прокладка; 11 — толкатели; 12 — плита толкателей; 13 — резиновая мембрана
366
ЛИТЬЕ С КРИСТАЛЛИЗАЦИЕЙ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Рис. 18. Схема работы прессующего
узла установки типа VSC:
1 и 2 — полуформы ПФ соответственно
верхняя и нижняя; 3 — стол машины;
4 — расплав; 5 — металлоприемник; 6 —
поршень; 7 — ковш заливочного робота.
Последовательность операций показана
стрелками
заливки металлоприемник специаль-
ным устройством поворачивается в вер-
тикальное положение, а затем под-
нимается вверх до упора в ограничи-
тельное кольцо нижней полуформы
ПФ. Поршнем расплав из металло-
приемника вытесняется в рабочую по-
лость ПФ и сразу же уплотняется тем
же пуансоном. После окончания прес-
сования прессующий поршень и ме-
таллоприемник опускаются в исходное
положение, а ползун поднимает верх-
нюю полуформу. Отливка удаляется
из зоны прессования роботом. После
очистки и смазывания ПФ автоматичес-
ки собирается. Далее цикл повторяется.
По третьему варианту процесса рас-
плав из камеры прессования в рабо-
чую полость матрицы поступает через
специальные питатели. В этом слу-
чае процесс ЛКД практически ана-
логичен ЛПД. При этом конструк-
ция литниковой системы должна обес-
печить направленное заполнение ПФ
через один питатель сплошным пото-
ком снизу вверх и подвод расплава
к наиболее массивной части отливки,
подвергающейся впоследствии обра-
ботке резанием.
8. Области применения
и технико- экономические
показатели процесса
ЛКД рекомендуется использовать
для изготовления следующих отливок:
с повышенными требованиями по
плотности и герметичности; поршней
двигателей внутреннего сгорания, гид-
ро- и пневмоцилиндров; из компози-
ционных материалов и сплавов, мало-
технологичных в обычных условиях
литья и т. п.
При ЛКД (в сравнении с другими
способами литья) достигается повы-
шение прочностных свойств сплавов
на 15—30% и пластичности в 2—
4 раза.
Внедрение ЛКД требует определен-
ных капитальных затрат на приобре-
тение прессового оборудования, теку-
щих расходов на его обслуживание и
ремонт. Возрастают в большинстве
случаев затраты на технологическую
оснастку (ПФ, приспособления и др.).
Изменение тех или иных затрат в об-
щем случае индивидуально и зависит
от материала отливки, ее конфигура-
ции и уровня предъявляемых требо-
ваний.
Рассмотрение технико-экономиче-
ских показателей 300 деталей из алю-
миниевых и медных сплавов, изготов-
ление отливок для которых было пе-
реведено на ЛКД вместо одного из ранее
применяющихся способов (литья в ко-
киль, центробежного литья, ковки,
горячей объемной штамповки), поз-
волило определить экономию и допол-
нительные затраты по отдельным ста-
тьям.
Так, получена экономия, %: 17
на материалах, топливе и электро-
энергии; 1 на изготовлении отливки;
1,3 на обработке резанием; 3 на сни-
жении брака отливок; 1 на транспорт-
ных и прочих расходах. Дополнитель-
ные затраты на амортизацию и теку-
щий ремонт оборудования составили
4,6% и на изготовление технологиче-
ской оснастки 0,4% 110].
Анализ приведенных данных пока-
зывает, что главным (с точки зрения
снижения себестоимости детали) сти-
мулом перевода заготовок на ЛКД
являются экономия материально-энер-
гетических затрат, сокращение брака
отливок и затрат на обработку реза-
нием.
Производительность способа ЛКД
при изготовлении поршней — 400 от-
ливок в смену на одном прессе (4].
При переходе с литья в кокиль на
Центробежное литье
367
ЛКД в несколько раз увеличился ко-
эффициент использования металла,
примерно в 2 раза снизилась себестои-
мость отливки, на 10—15% умень-
шился объем обработки резанием.
Список литературы
1. Асташов А. Ф. Перспективы
развития пресс-литья стали// Литей-
ное производство. 1987. № 4. С.21—23.
2. Батышев А. И. Кристаллиза-
ция металлов и сплавов под давлением.
М.: Металлургия, 1977. 155 с.
3. Батышев А. И., Любавин А. С.,
Безпалько В. И. Опыт литья с кри-
сталлизацией под давлением//Автома-
тизация и прогрессивная технология
литья под давлением. М.: МДНТП.
1984. С. 122—126.
4. Липчин Т. Н., Томсинская М. А.
Эксплуатационные и технико-эконо-
мические характеристики поршней, по-
лученных жидкой штамповкой.//Вы-
сокопрочные цветные сплавы и про-
грессивные методы производства от-
ливок. М.: МДНТП. 1983. С. 23—25.
5. Митрофанов С. П. Групповая
технология изготовления заготовок
серийного производства. Л.: Машино-
строение, 1985. 240 с.
6. Пляцкий В. М. Штамповка из
жидкого металла. М : Машинострое-
ние, 1964. 315 с.
7. Смазочно-охлаждающие жид-
кости и технологические смазки для
горячей обработки металлов давле-
нием: Каталог, Черкассы. ГИПХ,
1985. 48 с.
8. Танзыбаев В. Р., Павленко Н. С.,
Стрелков В. А. Использование про-
мышленных роботов в литейном произ-
водстве//Литейное производство. 1983.
№ 5. С. 23—24.
9. Томашевский С. К., Крут-
ских В. И., Турбин С. К. Оборудова-
ние для прессования заготовок из
металлических расплавов//Кузнечно-
штамповочное производство. 1985.
№ 5. С. 34—35.
10. Штамповка жидкого металла.
Литье с кристаллизацией под давле-
нием/Под ред. А. И. Батышева. М.:
Машиностроение, 1979. 200 с.
11. Gibson Р. R., Clegg A. J.,
Das A. A. Compocast graphitic alu-
minium-silicon alloys.//Foundry Trade
Journal. 1982. 152. № 3233. P. 253—
256, 262—263.
12. Gotoh Y., Kataoka Y., Ohfu-
kune Y., Suzuki S. Pzaktische Anwen-
dungen des PreBgiefiens von Alumini-
um- Knetlegiezungen/1 Aluminium. 1987.
63. №2. S. 161—162., 164, 166—167.
Глава V
ЦЕНТРОБЕЖНОЕ ЛИТЬЕ
Центробежное литье — перспектив-
ный способ производства фасонных
изделий с формой тел вращения преи-
мущественно при крупносерийном их
изготовлении. Этим способом литья
получают водбпроводные и канализа-
ционные трубы, заготовки гильз ци-
линдров двигателей внутреннего сго-
рания, облицовки судовых валов, кор-
пуса сушильных цилиндров бумаго-
делательных машин, трубы для энер-
гетического машиностроения и другие
изделия ответственного назначения.
Центробежное литье по сравнению
с литьем в разовые формы отличается
следующими преимуществами. Произ-
водительность труда при работе на
центробежной машине увеличивается
в 3 раза/ отпадает потребность в пло-
щадях для формовки, смесях, связу-
ющих материалах для стержней, а
также в оборудовании для сушки форм
и стержней.
! Процесс центробежного литья мо-
жет быть полностью, механизирован
или автоматизирован. При этом по-
тери от брака уменьшаются, а потреб-
ность в высококвалифицированной ра-
бочей силе сокращается.
Центробежные отливки отличаются
повышенными механическими свой-
ствами литого металла, и при литье,
368
ЦЕНТРОБЕЖНОЕ ЛИТЬЕ
например, стальных заготовок, они
не уступают или близки к свойствам
поковок. При этом значительные тех-
нико-экономические преимущества
центробежного литья перед ковкой
достигаются вследствие экономии ме-
талла, электроэнергии, трудозатрат,
сокращения капиталовложений и про-
должительности производственного
цикла.
Однако центробежное литье имеет
и недостатки: необходимые специаль-
ные машины; формы должны быть
повышенной прочности, герметич-
ности и закрыты ограждениями; не-
обходимо дозирование металла для
получения нужного размера внутрен-
него отверстия отливки; усиливается
ликвация компонентов сплавов по
плотности.
1. Сущность и основы
способа
‘ Особенность центробежного литья
состоит в том, что при заливке металла
и его затвердевании форма с металлом
находится во вращении и испытывает
действие центробежных сил.
; Центробежная сила, которая дей-
ствует на металл при частоте п вра-
щения формы, равна
Р = mrco2,
где т — масса жидкости, кг; г — ра-
диус тела вращения, м; со = лп^ЗО —
частота вращения формы, мин”1.
Ось вращения формы может быть
горизонтальней, вертикальной, нак-
лонной или перемещающейся в про-
странстве в процессе получения от-
лдвки.
Металл, свободно заливаемый во
вращающуюся вокруг горизонтальной
оси форму, растекается по ней под
действием кинетической энергии струи
и вовлекается во вращательное дви-
жение за счет сил трения металла
о форму. 1Однако такая скорость ча-
стиц металла при его вращении вок-
руг горизонтальной оси не может быть
постоянной из-за пульсации резуль-
тирующей силы в течение оборота
формы, так как она складывается из
постоянной по величине и направле-
нию силы тяжести и постоянной по
величине, но меняющейся по направ-
лению центробежной силы. Это при-
водит к тому, что свободная поверх-
ность металла, залитого в форму,
смещается книзу от оси вращения.
В длинных формах кинетической
энергии струи заливаемого металла не-
достаточно для равномерного растека-
ния его вдоль формы, поэтому ось
вращения таких форм делают наклон-
ной, либо перемещают заливочный
желоб вдоль формы во время заливки
расплава, либо передвигают форму
вдоль неподвижного желоба.
При вертикальной оси вращения
свободно заливаемый в форму металл
постепенно увлекается ею во враща-
тельное движение. Через некоторое
время угловые скорости вращения от-
дельных слоев металла и самой формы
выравниваются и жидкость приходит
в состояние относительного покоя.
Пульсации результирующей силы за
период оборота формы в этом случае
не происходит, так как направление
центрооежной силы при вращении от-
носительно вертикальной оси не из-
меняется.
Относительное движение металла во
вращающейся форме является основой
двух теорий, объясняющих центро-
бежное литье:
гидростатической, которая харак-
теризуется согласованным перемеще-
нием жидкого металла и формы, т. е.
металл и форма образуют как бы одно
целое;
гидродинамической, при которой
учитывают перемещение жидкого ме-
талла относительно формы.
При гидростатическом расчете сило-
вого взаимодействия допускаются уп-
рощения, в частности пренебрегают
скольжением жидкого металла отно-
сительно формы и соответственно меж-
ду слоем затвердевшего металла и ос-
тавшимся жидким металлом.
Наиболее известным способом рас-
чета скорости вращения формы явля-
ется расчет по коэффициенту грави-
тации.
Коэффициентом гравитации цент-
робежного литья называют число, ко-
торое показывает, во сколько раз сила,
действующая на заливаемый металл,
больше силы тяжести. При расчетах
необходимо различать заливку в форму
Сущность и основы способа
369
с горизонтальной и с вертикальной
осями вращения.
При расчете скорости вращения фор-
мы с горизонтальной осью вращения
по коэффициенту гравитации учиты-
вают, что на частицы расплава дей-
ствует центробежная сила (рис. 1)
г t
где т — масса частицы, кг; v — линей-
ная скорость, м/с; R — радиус вра-
щения частицы, м.
Коэффициент гравитации К вклю-
чает зависимости
mg
где g — ускорение свободного паде-
ния, м/с2.
После подстановки выражения для
Гц в эту формулу она принимает сле-
дующий вид:
где v — 2nRn.
После подстановки получаем
4л2/?п2 2л2Ри2
Л —--------~.
ё ё
Искомая частота вращения формы
составит
F^F9
Рис. 1. Гидростатические силы, дей-
ствующие на металл при вращении
формы относительно горизонтальной
оси:
1 — расплав; 2 — форма
равнодействующая сил центробеж-
ной (Рц) и тяжести (F^J
Экспериментально установлено, что
наилучшей является такая скорость
вращения, при которой уклон внут-
ренней поверхности составляет 1 : 100.
Отношение высоты отливки к диаметру
не должно превышать 1 : 1,5, в про-
тивном случае уклон поверхности по-
лости будет увеличиваться. Умень-
шить разностенность отливки можно,
значительно повышая скорость вра-
где D — диаметр формы, м.
Коэффициент гравитации К зави-
сит от вида формы и заливаемого
сплава. Для песчаной формы с гори-
зонтальной осью вращения принимают
К = 75, для металлической формы
К = 80, для сплавов с узким интерва-
лом затвердевания К = 90-—100.
При вращении формы относительно
вертикальной оси внутренняя по-
верхность отливки будет иметь форму
параболоида вращения (рис. 2), ко-
торая образуется в результате одно-
временного действия центробежной си-
лы Гц и силы тяжести Fg (в этом слу-
чае силы взаимно перпендикулярны).
Это означает, что толщина стенок от-
ливки в верхней и нижней частях будет
различной.
Рис. 2< Схема вертикального центро-
бежного литья в форму с вертикаль-
ной осью вращения:
1 — расплав; 2 — форма
370
ЦЕНТРОБЕЖНОЕ ЛИТЬЕ
1. Частоты вращения, рассчитанные по различным формулам,
и соответствующие им окружные скорости форм
Диаметр, мм Частота вращения формы (мин-1), рассчитанная по формуле Окружная скорость (м/с) при частоте вращения
Получаемые отливки 3 № ° 1 <
отливки * я S д я о ч СП S ю о II <=> е II к|£ II м е ю < II «0 п, П8
Втулки 120/80 140 1230 1460 1725 0,150 0,178 0,210
Цилиндры 250/190 320 850 1000 1004 0,236 0,280 0,291
Кольца 410/340 580 660 780 824 0,333 0,393 0,416
» 560/476 730 570 660 708 0,363 0,418 0,450
* В числителе дроби — наружный диаметр отливки, в знаменателе —
внутренний.
щения формы, однако при этом воз-
растает опасность ее механического
разрушения.
Для расчета скорости вращения
формы с вертикальной осью вращения
применяют обычно формулу для гори-
зонтальной центробежной заливки при
К = 100-200.
Кроме того, для расчета скорости
формы используют полуэмпирические
формулы. Наиболее распространены
формулы:
Константинова
291
п — —-==-
1/ря ’
где р — плотность сплава, кг/м8;
R — радиус формы, м;
Кэммена
п==*о
600 Vr ’
где К0 — коэффициент, выбираемый
в зависимости от вида сплава.
Значения коэффициентов Ко для
заливаемых сплавов: алюминиевых
2600—3590; серого чугуна 1800—
2500; стали 1900—2150.
Результаты, получаемые по обеим
формулам, почти совпадают (табл. 1).
В гидродинамическом расчете ско-
рости вращения формы учитывают,
кроме действия гравитационных и
центробежных сил, также силу трения
жидкого металла о стенки вращающей-
ся формы. Гидродинамические расчеты
сложны и трудоемки. Для их выпол-
нения необходимо точно знать большое
число зависимых величин, поэтому
широкого распространения этот метод
расчета на практике не получил.
Гидродинамический расчет реко-
мендуется, в частности, проводить для
сплавов, склонных к сегрегации (под-
шипники из оловянных бронз). При
этом методе расчета скорости вращения
формы получают меньшими, чем при
расчете по гидростатическим зависи-
мостям, поскольку сущность расчета
состоит в определении минимальной
частоты вращения формы, при которой
капли жидкого металла удерживаются
на поверхности вращения.
2. Теплофизические
особенности затвердевания
жидкого металла
во вращающейся форме
Особенности условий затвердевания
центробежно-литых труб и заготовок
следующие:
Особенности затвердевания жидкого металла во вращающейся форме
37-1
в процессе формирования отливки
развивается большая свободная по-
верхность, смываемая воздухом, на-
ходящимся в полости формы;
на процесс кристаллизации накла-
дывается действие центробежных сил;
при вращении изложницы центро-
бежной машины проявляется эффект
вязкого проскальзывания вращаю-
щихся слоев жидкого и жидкотвердого
металла относительно друг друга и
затвердевшего слоя.
Теплофизические условия форми-
рования центробежных отливок были
изучены с помощью • вычислительного
эксперимента, т. е. решением на ЭВМ
уравнения тепловой энергии методом
прогонки при различных краевых ус-
ловиях, с учетом того, что свободная
поверхность формирующейся отливки
находится под флюсом.
Уравнение тепловой энергии при
предположении одновременного теп-
лового потока в трехслойной цилинд-
рической области форма—отливка-
флюс имеет вид
W 1 д [ . дТ\ ,1Ч
-------- ] (1)
dt------г dr \ дг } ’ ' '
т
где F (Т) = | су dT + xyq (Т) —
энтальпия; t — текущее время; т] (Г) —
объемная доля жидкой фазы; х —
скрытая теплота кристаллизации; % —
коэффициент теплопроводности; г —
текущий радиус, отсчитываемый от
оси вращения.
Коэффициенты теплообмена, вхо-
дящие в граничные условия на сво-
бодных поверхностях вращения, опре-
деляются по критериальным зависи-
мостям.
В уравнении предполагаются раз-
личные значения теплопроводности и
теплоемкости в твердой и жидкой фа-
зах, что позволит эффективным обра-
зом учесть конвективный теплопере-
нос в жидкой фазе.
Предположим, что на границе
флюс — отливка (R — Ям) — идеаль-
ный контакт. Это приводит к равен-
ству тепловых потоков и температуры
на границе раздела как со стороны
флюса, так и со стороны отливки:
Гш1^(«м-о)==Т“^=(«м-О)- (3)
На границе отливка — форма (R =
= /?ф) в условиях сопряжения тем-
пературных полей отливки и формы
учитывают наличие термического со-
противления, создаваемого теплоизо-
ляционной прослойкой и образовав-
шимся газовым зазором:
~Ам-дГ
X [Тм (₽ф, 0 - Гф (/?ф, 01; (4)
Термическое сопротивление про-
слойки оценивают по формуле
«р=-Л, (в)
Ар
где 6р и %р — соответственно толщина
и теплопроводность прослойки.
Считая газовый зазор заданной функ-
цией времени, определяют через него
коэффициент теплообмена как сумму
конвективной (схг. к) и радиационной
(<хг. р) составляющих теплового по-
тока:
аг. а (0 аг. к *4* аг. р* (7)
Предположим, что на внешних гра-
ницах области интегрирования (1)
теплообмен с окружающей средой про-
исходит путем радиации и конвек-
ции одновременно:
= ВхСоФ (г4 (5. О -
w \ г
-тм+мчи-и (8)
372
ЦЕНТРОБЕЖНОЕ ЛИТЬЕ
2. Теплофизические свойства материалов
Материал р, кг/м* о о С- 1 «а L-10~4, Дж/кг о о аз << о е» 2 с* 1 О т 1 сол т 1 лик
о С
Стали: 35Л 7670 837 26,8 28,5 5,2 1505 1585
Х18Н9В 7500 670 26,8 28,8 5,3 1495 1530
Бронзы: БрО10Ц2 8000 461 20,9 117 3,8 830 980
БрА7,5Ж2,5Н1,5Мц9 7600 544 20,9 94,2 3,9 1025 1035
- Ч (Rlt t) -
-ni + M7^!’ О-Гср]-
(9)
где 8х и е2 — приведенные степени
черноты соответственно флюса и на-
ружной поверхности формы; о0 — по-
стоянная Стефана—Больцмана; Тст—
средняя температура торцовых стенок
формы, °C; Тс — температура среды
в полости формы; Тср — температура
среды, окружающей форму; ак и &ф —
коэффициенты конвективного тепло-
обмена соответственно с поверхностью
флюса и формы; (р — коэффициент
взаимного переизлучения свободной
поверхности с торцовыми стенками
формы; Т — температура.
В начальный момент считаем за-
данными температуры формы, заливае-
мого металла и флюса. При этом пред-
полагается, что массовая скорость раз-
ливки выбирается таким образом, что
обеспечивается линейный закон нара-
щивания толщины заливаемого слоя:
5 (0 = Яф — Для t < /эаЛ;
£ (^) =- /?отл Для t Z> ^зал»
где о3 — скорость изменения толщины
слоя жидкого металла в процессе
заливки; 7?ф — внутренний радиус
формы; 4ал ~~ время заливки жидкого
металла; /?отл — внутренний ра-
диус отливки.
В процессе вычислительных экспе-
риментов изменяются температура пе-
регретого жидкого металла, эффек-
тивная теплопроводность кристалли-
зующегося металла в жидкой фазе,
толщина теплоизоляционного слоя на
внутренней поверхности изложницы,
а также толщина слоя утепляющего
флюса на свободной поверхности за-
твердевающей отливки. В качестве при-
мера приведены результаты исследова-
ний затвердевания бронзовых и сталь-
ных заготовок толщиной 0,1 м и
длиной 8,5 м, отливаемых в стальные
изложницы, наружный диаметр кото-
рых равен 1,03 м, а внутренний—
0,87 м.
Теплофизические свойства материа-
лов приведены в табл. 2.
Исследованиями установлено, что
повышение температуры перегрева на
10 °C приводит к увеличению продол-
жительности затвердевания стальных
отливок на 5%, а бронзовых — на
4%, при этом время пребывания ме-
талла в двухфазном состоянии возра-
стает, что может существенно ухуд-
шить качество отливок. Поэтому ре-
комендуется выдерживать перегрев
жидкого металла на самом низком
уровне, обусловленном лишь техно-
логическими потребностями.
Увеличение теплопроводности при
изменении условий теплоизоляции из-
ложницы и повышение частоты ее
вращения в 4—5 раз сокращает про-
должительность затвердевания ме-
Особенности затвердевания жидкого металла во вращающейся форме
373
Рис. 3. Кинетика затвердевания стальной отливки:
1 — без флюса; 2, 3 и 4 — под слоем флюса толщиной соответственно 3, 6 и 9 мм;
--- и — — — — продвижения изотерм соответственно ликвидуса и солидуса
талла в изложнице в 1,2—1,3 раза.
Поэтому частоту вращения излож-
ницы рекомендуется выбирать по воз-
можности большей, а термическое со-
противление между формой и отлив-
кой — в соответствии с условиями
получения минимальных термических
напряжений в изложнице, а также
максимальной скорости затвердевания
заготовки. Численные исследования
показывают, что при увеличении тол-
щины теплоизоляционного слоя
(песка) продолжительность затверде- г
вания отливки возрастает пропорцио-
нально возрастанию толщины тепло-
изоляции.
Как показывает анализ, данным усло-
виям соответствует толщина теплоизо-
ляционного слоя 4—6 мм.
Затвердевание центробежной отлив-
ки осуществляется в результате тепло-
отвода к форме и со стороны внутрен-
ней (свободной) поверхности формиру-
ющейся отливки. При отсутствии теп-
лоизоляции на свободной поверхности
затвердевающей отливки появляется
встречный фронт кристаллизации. Как
показали исследования, фронты смы-
каются на расстоянии 25—30 мм от
свободной поверхности заготовки с тол-
щиной стенки 100 мм (рис. 3, кривая /),
поэтому рекомендуется тепловая изо-
ляция внутренней поверхности от-
ливки при затвердевании. Утепление
внутренней поверхности кристаллизу-
ющихся заготовок флюсом толщиной
3—6 мм приводит к устранению ярко
выраженного фронта кристаллизации
(кривые 2,3 и 4) и некоторому уве-
личению (на 10—15%) продолжитель-
ности затвердевания толстостенных от-
ливок.
При исследовании кинетики затвер-
девания сплавов с различными интер-
валами затвердевания было установ-
лено, что время затвердевания этих
сплавов неодинаково (рис. 4). На-
пример, заготовка из бронзы БрОЮЦ2
(интервал затвердевания 150 °C) пол-
ностью затвердевает черев 21 мин,
Рис. 4. Сравнение кине-
тики затвердевания от-
ливок:
1 — из бронзы БрО10Ц2;
2 — из етали 35Л; 3 — из
бронзы БрА7,5Ж2,5Н1.5Мц9
Условные обозначения см.
в подписи к рис. 3
374
ЦЕНТРОБЕЖНОЕ ЛИТЬЕ
хотя ее затвердевание начинается уже
через 8,5 мин.
Таким образом, время нахождения
отливки в двухфазной зоне составляет
12,5 мин, что обусловливает ярко вы-
раженную зональную ликвацию по
толщине литой заготовки. Заготовка
из стали 35Л (интервал затвердевания
80 °C) полностью затвердевает за
13,5 мин, а начало затвердевания на-
ступает через 5 мин, так что металл
находится в двухфазном состоянии
после заливки 8,5 мин. Бронза
БрА7,5Ж2,5Н1,5Мц9 имеет интервал
затвердевания всего 10 °C, поэтому
отливка из нее полностью затвердевает
в течение 10,5 мин, а начало затверде-
вания наступает через 8,5 мин (т. е.
металл в двухфазном состоянии на-
ходится 2 мин).
Следовательно, наиболее трудно по-
лучить качественные отливки центро-
бежным литьем при изготовлении их
из сплавов с широким интервалом за-
твердевания.
3. Центробежные машины
Для отливки втулок цилиндровых
гильз, маслот и других изделий типа
коротких тел вращения используют
универсальные консольные центро-
бежные машины с горизонтальной и
вертикальной осями вращения (рис. 5
и 6). При массовом производстве отли-
вок с применением центробежного ли-
тья (например, при получении гильз
двигателей тракторов и комбайнов)
машины размещают на кольцевых кон-
вейерах при следующем распределении
Рис. 5. Консольная центробежная
машина с горизонтальной осью вра-
щения:
1 — рама; 2 — опора; 3 — шток; 4 — зуб-
чатое колесо; б — полый шпиндель; 6 —
изложница; 7 — ребра изложницы, 8 —
крышка; 9 — заливочьая воронка; 10 —
защитный кожух
технологических операций на пози-
циях:
1 — установка заливочной воронки,
заливка металла во вращающуюся
форму, вращение формы с постоянной
частотой в течение времени, необходи-
мого для затвердевания отливки;
2 — торможение формы, выталки-
вание отливки;
3 — дополнительное охлаждение
формы;
4 — очистка и окраска формы.
Серийно изготовляют консольные
центробежные машины 552-2 и 553-2
и ТУ 2-043-139—79 с горизонтальной
осью вращения (табл. 3).
Для центробежного литья чугунных
труб применяют машины с нефутеро-
ванными охлаждаемыми и футеро-
ванными изложницами. Машины пер-
вого типа (рис. 7) обладают высокой
производительностью, но низкой стой-
костью изложниц и необходимостью
термической обработки чугунных труб
для снятия отбела.
На машинах второго типа трубы по-
лучают без отбела с малой шерохова-
тостью поверхности, но производи-
тельность этих машин значительно
ниже. На них можно отливать флан-
цевые трубы.
На труболитейных заводах широко
используют различные огнеупорные
краски для теплоизоляции изложниц.
Основные характеристики труболи-
тейных центробежных машин приве-
дены в табл. 4. Литье длинных цилинд-
рических заготовок осуществляют на
машинах роликового типа с горизон-
Рис. 6. Центробежная машина с вер-
тикальной осью вращения:
1, 2 и 3 —• соответственно поддон, цилиндр
н крышка кожуха; 4 — крышка излож-
ница; 5 — изложницу; 6 — ступица; 7 —
заливочная ворснка
Центробежные машины
375
3. Технические характеристики консольных центробежных машин
с горизонтальной осью вращения
Параметры
Производительность машины (при наи-
меньшем диаметре и толщине стенки
15 мм), отливок в час
Размеры отливаемых втулок, мм:
наружный диаметр
наибольшая длина
Наибольшая масса втулок, кг
Частота вращения металлической фор-
мы, мин-1
Питающая сеть:
ток
напряжение, В
частота, Гц
Электропривод машины:
ток
напряжение, В
Габаритные размеры (длина X шири-
нах высота), мм
Масса машины с электрооборудова-
нием, кг
Модель машины
552-2 553-2
4—14 3—9
80—200 200—320
320 500
50 140
500—1250 500— 900
Переменный Трехфазный
380
50
Постоянный
220
2500Х 1895Х 1400 2820Х2015Х 1510
3200 ✓ 3900
Примечание. Машины приведенных моделей изготовляет МПО «Точ-
метмаш», г. Тирасполь.
'7777777777777777777777777777777777777777777777777%
б)
Рис, 7. Машины для литья труб в металлические охлаждаемые изложницы:
а — G перемещающейся формой; б — с перемещающимся жел°бом; 1 — форма; 2 —
заливочный желоб; 3 - корпус машины; 4 — стержень для раструба; 5 — заливочное
устройство; 6 — электродвигатель
878
ЦЕНТРОБЕЖНОЕ ЛИТЬЕ
4. Характеристики труболитейных машин
Модель машины Размеры труб, мм Производительность, число труб в час Частота вращения формы, мин-1 Угол наклона формы, г раду с/м ин
Диаметр Длина по пас- порту фактическая
541 100 125 150 3000 20 36 700 630 570 4—00
543 200 250 300 4000 15 24 22 20 370 320 280
7093 80 100 125 30 30 1000 700 630 3—26
7031 150 6000 20—22 25 550
ЛН-104 200 250 300 5000 •25 24 23 25 24 23 440 350 300
ЛН-102 100 125 150 4000 30 30 29 30 30 29 1000 750 600
МТ-515 50 3000 40 20 1100 3-00
65 80 40 1000 900
100 35 700
125 — 1 '
Рис. 8. Роликовая машина с горизонтальной осью вращения:
1 _ изложница; 2 — опорные ролики; 3 — нажимные ролики; 4 — заливочный желоб;
5 — тележка; 6 — ограждение
Технологические режимы получения качественных отливок
377
5. Технические характеристики центробежных машин
роликового типа с горизонтальной осью вращения
Параметр Модель машины
ЦБЛ-1 ЦБЛ-4
Диаметр отливки, м Масса отливок, т, не более 0,6-1,5 50 0,1—0,5 2
Гравитационный коэффициент К Частота вращения вала привода, 100 1000 100—120 1450
мин"1 Мощность привода, кВт 500 45
Заливка Материалы отливок Одно- и д Углеродистые и .вусторонняя Углеродистые и
Длина отливок, м Масса машины, т кор р ози онн о-стой - кие стали, различ- ные бронзы, мо- н ель-мета л л 10 450 коррозионно-стой- кие стали, различ- ные бронзы 1,33—4 . 10,5
тальной осью вращения (рис. 8,
табл. 5).
Промышленностью освоены центро-
бежные машины для отливки одно-
слойных и биметаллических заготовок
диаметром 0,1—1,5 м и длиной 1,3—
10 м.
Разрабатываются центробежные ма-
шины с горизонтальной осью вращения
для отливки крупногабаритных заго-
товок диаметром 2,^—2,7 м и длиной
до 15 м для изготовления крупнога-
баритных цилиндрических изделий от-
ветственного назначения, используе-
мых в бумагоделательном машино-
строении, химической промышленно-
сти, тепловой и атомной энергетике.
4. Основные
технологические режимы,
обеспечивающие получение
качественных отливок
При производстве центробежно-ли-
тых труб и заготовок их качество опре-
деляется рациональным выбором тех-
нологических режимов литья.
Основными элементами технологии
центробежного литья являются:
частота и режим вращения излож-
ницы в процессе формирования от-
ливки;
температура заливаемого металла и
скорость его заливки в форму;.
температура нагрева изложницы
перед заливкой металла;
состав и способ нанесения теплоизо-
ляционного покрытия изложницы;
способ заливки металла в излож-
ницу;
время остывания отливки в излож-
нице.
Частота вращения формы при цен-
тробежном литье — один из основных
технологических параметров, опреде-
ляющих качество отливки. От частоты
вращения формы зависят плотность
отливки, ее механическая прочность,
однородность состава по радиальному
сечению, степень удаления шлаковых
включений от наружной поверхности
отливки к внутренней и правильность
формы свободной поверхности отливки.
Определение скорости вращения
формы является одним из основных
вопросов при разработке технологии
литья и конструировании центробеж-
ных машин. Чрезмерное увеличение
частоты вращения нежелательно из-за
возможности образования в отливках
продольных трещин на наружной
поверхности и повышенной ликвации
элементов сплава.
Кроме того, машины с большой
частотой вращения формы конструк-
878
ЦЕНТРОБЕЖНОЕ ЛИТЬЕ
Рис. 9. График работы центробежной
машины при переменной частоте вра-
щения
тивно более сложны, менее удобны и
менее безопасны в работе. Поэтому
при технологической разработке про-
цесса и конструирования машин вы-
бирают не наибольшую, а наименьшую
частоту вращения, которые бы, од-
нако, обеспечивали надлежащее ка-
чество отливок.
Нижний предел частоты вращения
при литье полых заготовок с горизон-
тальной осью вращения определяется
следующим условием: заливаемый ме-
талл во время первого оборота вокруг
оси должен получить ускорение, пре-
вышающее g. Невыполнение этого
условия приводит к «дождеванию»
металла при заливке в изложницу.
Как правило, оптимальная частота
вращения формы, определенная с по-
мощью гравитационного коэффициента
6. Рекомендуемая температура’ Тзал
заливаемого в форму металла •
(температура подогрева формы
200—250 °C)
Материал отливки Т'зал’ °C
Алюминиевая бронза БрА9Ж2,5Н1,5Мц9 Н60—1170
Оловянная бронза БрО6Ц4С2Н1 1100—1120
Серый чугун 1380—1400
Углеродистая сталь 1550—1570
К = 80-=-120, обеспечивает получение
качественных отливок из бронзы, чу-
гуна и стали.
Однако при литье материалов, склон-
ных к образованию трещин (например,
углеродистой и коррозионно-стойкой
сталей), с целью снижения брака по
трещинам рекомендуется переменная
частота вращения формы. На рис. 9
приведен график работы центробежной
машины при литье стальных толсто-
стенных труб.
Температура и скорость заливки
металла в форму оказывают сущест-
венное влияние на качество литья.
В табл. 6 приведена рекомендуемая
температура заливки металла в
форму. ,
Температура нагрева изложницы пе-
ред заливкой металлом, футеровка
изложницы и способ заливки металла
в форму оказывают влияние на форми-
рование центробежных отливок и их
качество.
Предварительный подогрев излож-
ницы снижает тепловой удар при за-
ливке металла, способствует лучшему
распределению металла по диаметру
и длине, а также повышению качества
наружной поверхности отливок и сни-
жению брака по отбелу при литье
чугуна.
Огнеупорное покрытие уменьшает
скорость и степень нагрева изложниц
при заливке их металлом, а также
снижает скорость охлаждения отливок,
что предотвращает образование трещин
при литье стали, отбела при литье
чугуна, спаев и других дефектов.
Для изложниц наиболее распростра-
нены огнеупорные покрытия из сы-
пучих материалов (обычно из сухого
кварцевого песка). Благодаря боль-
шой частоте вращения изложницы
такое покрытие наносится ровным
слоем на ее стенку, удерживается на
ней и не размывается струей горячего
металла. Но значительный пригар
песка и формирование некачественной
наружной поверхности отливок обу-
словливает необходимость разработки
более технологичных огнеупорных по-
крытий. Перспективно использовать
в этих целях жидкие огнеупорные пок-
рытия на основе диатомита, например
огнеупорную краску, содержащую, %
(мае. доля): диатомита термообрабо-
Производство однослойных и биметаллических труб и отливок
879
тайного 55—70; бентонита 1,0—2,5;
коллоидального раствора золя крем-
ниевой кислоты с содержанием 20%
SiO2 3,0—9,0; воды (до плотности крас-
ки 1200—1400 кг/м8) остальное, так
как это обеспечивает получение ка-
чественных однослойных и биме-
таллических отливок из чугуна и
стали.
Способ заливки металла в излож-
ницу зависит от состава сплава, за-
ливаемого в форму, и габаритов от-
ливки.
Скорость заливки металла влияет
на качество наружной поверхности
отливки, скорости продольного те-
чения металла и заполнения формы,
критическую скорость вращения фор-
мы и интенсивность относительного
движения слоев жидкого металла.
Подачу металла в начале заливки
рекомендуется ускорить, чтобы металл
быстрее распределился по всей по-
верхности формы. В этом случае не-
сли тины и спаи на поверхности от-
ливки не образуются. В дальнейшем
скорость наращивания толщины слоя
снижают в целях создания благопри-
ятных условий для направленного за-
твердевания, уменьшения гидравли-
ческого давления на затвердевшую
оболочку и вероятности развития лик-
вации и т. д. Регулирование скорости
заливки удобнее выполнять при за-
ливке металла через носок ковша и
гораздо сложнее — через стопор или
чашу с отверстием.
При разработке технологического
процесса центробежного литья необ-
ходимо учитывать плотности первично
выпадающих фаз в интервале кристал-
лизации и остающегося маточного
раствора. В тех случаях, когда плот-
ность первично выпадающей фазы
меньше плотности жидкости, необ-
ходимо обеспечить минимальные ско-
рость литья, температуру металла и
формы для обеспечения направленной
кристаллизации.
Отливки получают без дефектов в том
случае, если толщина затвердевшего
слоя металла меньше толщины залива-
емого слоя. В ряде случаев эту тол-
щину рассчитывают для каждого дан-
ного момента времени.
Средняя скорость нарастания тепло-
вой нагрузки [кДж/(м*-с)] на еди-
ницу наружной поверхности отливки
где i — удельное теплосодержание ме-
талла; при нагреве на 50 °C выше ли-
нии ликвидуса теплосодержание соста-
вит, кДж/кг: чугуна 1000 и 693, стали
1331 и 466, бронзы 632 и 237, алюми-
ния 1084 и 433; F — наружная по-
верхность отливки, м2; Q — масса
отливки, кг; т — продолжительность
заливки, с.
Однако, задаваясь значением средней
скорости нарастания тепловой нагрузки
на единицу наружной поверхности
дтливки, можно определить продол-
жительность заливки металла в форму.
’ Массовая скорость (кг/с) заливки
металла в форму зависит от массы и
габаритных размеров отливки. Поэ-
тому в каждом конкретном случае
скорость заливки выбирают'с учетом
этих особенностей. Например, при
получении в сухих накатных стержнях
гильз (тракторные и комбайновые дви-
гатели) массой 12—14 кг из серого
чугуна средняя скорость заливки ме-
талла в форму составляет 2—2,5 кг/с,
а при получении сушильных цилинд-
ров (широкоформатные бумагодела-
тельные машины) массой 20 000 кг
из оловянной или алюминиевой бронзы
эта скорость равна 60—80 кг/с.
5. Производство однослойных
и биметаллических труб
и отливок из чугуна,
бронзы и стали
Литье чугуна. Чугунные втулки не-
больших и средних размеров цилинд-
рической формы (гладкие и с одним
буртом) используют для изготовления
гильз двигателей внутреннего сгора-
ния, цилиндров компрессоров, порш-
невых колец и различных деталей для
узлов трения. Эти детали, как пра-
вило, являются основными рабочими
узлами изделий и должны обладать
высокими механическими свойствами:
герметичностью, износостойкостью, а
также коррозионной и тепловой стой-
костью.
Изготовление чугунных втулок с по-
мощью центробежного литья техноло-
380
ЦЕНТРОБЕЖНОЕ ЛИТЬЕ
гически затруднено. Так, при литье
чугуна в металлическую изложницу
(кокиль) главной причиной брака
является отбеливание наружных по-
верхностей и торцов отливок.
Отжиг отливок, снижая твердость,
способствует образованию ферритной
структуры, которая для деталей, ра-
ботающих на трение, недопустима
вследствие ее малой износостойкости.
Стойкость металлической изложницы
при этом методе литья очень низка,
так как она подвергается частым тепло-
вым ударам и быстро выходит из
строя. Для увеличения стойкости из-
ложницы ее внутреннюю поверхность
покрывают теплоизолирующим соста-
вом. В качестве теплоизолирующих
покрытий используют мелкий квар-
цевый песок, смесь песка с пульверба-
келитом и т. п.
Наиболее перспективны теплоизо-
ляционные покрытия из огнеупорной
краски на основе диатомита.
Качество отливок, полученных цент-
робежным способом литья, повыша-
ется при использовании флюса для
обработки металла непосредственно в
форме в процессе формирования от-
ливки.
Синтетический флюс в виде легко-
плавких или экзотермических смесей
при заливке металла в форму дозато-
рами подают в заливочное устройство
центробежной машины. Флюс надежно
защищает металл от окисления при
заливке и формировании отливок, эф-
фективно рафинирует его в форме от
вредных примесей (неметаллических
включений и газов), а также утепляет
внутреннюю (свободную) поверхность
формирующейся отливки, способст-
вуя направленной кристаллизации ме-
талла в форме. Вследствие этого улуч-
шается качество макро- и микрострук-
туры литого металла, повышается плот-
ность и механические свойства отливок.
Для устранения отбела отливок из
серого чугуна, получаемых в кокиле,
применяют модифицирующий флюс,
содержащий 75% (мае. доля) FeSi
в смеси с Na3AlFe или NaF в соотно-
шении 3:1.
При производстве гильз двигателей
внутреннего сгорания в сухих на-
катных стержнях стабильно обеспе-
чивается перлитная структура отли-
вок. Однако повышенная трудоем-
кость технологического процесса и
большой брак литья по засорам со
стороны внутренней поверхности (12—
15%) снижает технико-экономические
показатели этой технологии.
При производстве отливок для гильз
двигателей внутреннего сгорания при-
меняют флюсообразующие экзотерми-
ческие смеси, содержащие, % (мае.
доля): силикокальция 8; алюминие-
вого порошка 12; натриевой селитры
14; силиката натрия 26; плавикового
шпата 20; кузнечной окалины 20.
Экзотермическую смесь дозируют на
струю металла при заливке в излож-
ницу центробежной машины из рас-
чета 0,8—1,0% (мае. доля) заливае-
мого чугуна. Использование новой
технологии уменьшает число брако-
ванных отливок в 4—6 раз.
В табл. 7 приведены результаты
разбраковки опытных гильз, отлитых
в условиях литейного цеха ПО «Киев-
тр актор од еталь». Гильзы, получен-
ные центробежным литьем, отличаются
повышенным качеством по сравнению
с заготовками, отлитыми в разовые
формы, при сокращении расхода ма-
териала и снижении трудоемкости
(табл. 8 и 9).
Водопроводные и канализационные
трубы из серого чугуна являются од-
ним из наиболее массовых видов про-
дукции, изготовляемых центробежным
литьем.
Для труб характерны большая длина
и сравнительно малая толщина стенки.
Канализационные трубы изготовляют
длиной 2 м и диаметром 50—150 м
при толшине стенок 4—5 м; водопро-
водные трубы — длиной 2—5 м, диа-
метром 50—1000 мм и толщиной стенок
7,5—30 мм. Литые трубы не обрабаты-
вают резанием. В технических усло-
виях на их приемку регламентируются
масса труб и их разностенность (про-
дольная и радиальная). Для водопро-
водных труб, кроме того, обязатель-
ным является испытание на герметич-
ность.
Центробежное литье напорных труб
обеспечивает их плотную структуру
и отсутствие разностенности. Этот спо-
соб литья максимально экономичен,
поскольку для образования внутрен-
ней поверхности не используются стер-
Производство однослойных и биметаллических труб и отливок
381
7. Результаты разбраковки опытных гильз,
полученных центробежным литьем
Использование флюса Номер партии Число гильз Процент бракован- ных отливок
отлитых годных забракованных по причине
сульфидных и шлаковых включений обвала фор- мы засора тор- цов невыдер- жанных размеров газовых ’ ра- ковин, тре- щин и т. д.
Не используется 1 50 44 5 1 <^11—— 1 - 12,0
2 2 000 1 764 178 29 20 5 4 11,8
3 30 000 26 560 2492 450 361 76 61 11,4
Используется 1 50 49 1 » 41— — 2,0
2 2 000 1 942 — 27 19 6 6 2,9
3 30 000 29 092 ——— 441 382 69 46 3,1
т
жни, а массовое производство про-
дукции оправдывает применение до-
рогих машин и установок.
Как правило, водопроводные и ка-
нализационные трубы получают в ме-
таллических, интенсивно охлаждае-
мых подвижных формах.
Основные преимущества процесса
литья труб в металлические формы —
отсутствие в цехе формовочной смеси
и упрощение технологии (исключены
операции формовки, выбивки, очистки
наружной поверхности отливок); не-
достатки процесса — значительная
стоимость металлических форм при
8. Расход материалов (кг)
на 100 гильз пои различных
способах литья
Материал Расход материала при литье
в разо- вые формы центро- бежном
Металл 7,35 6,35
Формовочная 5100 950
смесь
Стержневая смесь 420
Связующее 16
малой их стойкости, образование в от-
, ливках поверхностного отбела и боль-
ших напряжений, что заставляет под-
вергать трубы высокотемпературному
9. Трудоемкость (человеко-часы)
изготовления 100 гильз
различными способами литья
Операция Трудоемкость при литье
в разо- вые формы центро- бежном
Заготовка шихты Плавка металла Заливка Охлаждение Модифицирование Изготовление стержней Формовка Выбивка Очистка в бара- бане Зачистка Испытание на твердость 1,10 0,55 0,943 0,155 4,99 4,2 2,3 1,63 2,00 0,8 1,01 0,55 1,50 1,50 0,155 3,00 1,00 1,63 2,00 0,8
Итого 18,7 13,2
382
ЦЕНТРОБЕЖНОЕ ЛИТЬЕ
отжигу, а это удорожает стоимость
продукции.
В табл. 10 приведены составы чугу-
нов для центробежного литья труб;
в табл. И — характеристики напорных
труб при различных способах произ-
водства, свидетельствующие о преи-
муществах центробежного литья по
сравнению с другими способами.
Перспективным является примене-
ние для напорных труб чугуна с шаро-
видным графитом (высокопрочного).
Повышенная прочность и пластичность
этого чугуна, его хорошая сваривае-
мость открывают возможность эконо-
мить металл за счет уменьшения тол-
щины стенок труб, упрощения соеди-
нения труб и монтажа трубопроводов
по аналогии со стальными трубопро-
водами .
Литье стали. Трубы и другие от-
ливки, полученные центробежным ли-
тьем, по своим размерам и свойствам
соответствуют готовым изделиям. Тру-
доемкость изготовления стальных труб
и других отливок центробежным литьем
по сравнению с трудоемкостью изго-
товления традиционными способами
(литье слитков, обжим, ковка, про-
катка, сверление и прошивка загото-
вок) уменьшилась в 3—4 раза при
снижении коэффициента расхода ме-
талла в 4—8 раз. Благодаря этому
расширился сортамент производимых
труб как по размерам, так и по хими-
ческому составу сталей и сплавов.
В табл. 12 приведены основные тех-
нологические режимы процесса литья
труб из углеродистых, коррозионно-
стойких и жаропрочных сталей.
Механические и эксплуатационные
свойстьа материала изделий, получен-
ных центробежным литьем, выше, чем
свойства материала изделий, получен-
ных в разовых формах, а в ряде слу-
чаев — кованых изделий. Так, напри-
мер, при соблюдении оптимальных па-
раметров литья и термической об-
работки, механические свойства пер-
литных сталей (в частности, предел
текучести) центробежно-литых труб
соответствует механическим свойствам
кованой перлитной стали.
Предел длительной прочности и пол-
зучести при 570 °C (база 10 тыс. ч)
составляет 135 МПа при норме 86 МПа.
При высокой жаропрочности центро-
бежно-литой металл имеет значитель-
ный запас пластичности при всех ис-
пытанных напояжениях в пределах 8—
24%.
Натурные испытания образцов на
стенде при 560 °C и давлении 235 МПа
в течение 15 тыс. ч и дополнительном
воздействии циклов изгиба с ампли-
тудой 1,05 МПа и 3000 циклов из-
мененной температуры показали вы-
сокую эксплуатационную надежность
центробежно-литых труб из сталей
15Х1М1Ф и 15ГС, применяющихся
в энергоблоках мощностью 300 и
800 МВт.
Центробежным литьем получают:
трубы для химической промышлен-
ности размером 150X16X3500 мм из
стали 45Х25Н20С; рабочая температу-
ра 900—1000 °C;
трубы для трубчатых печей устано-
вок по производству аммиака размером
134 X (204-22) X 3500 мм из сплава
типа супертерма и размером 324Х
X19X3500 мм из сплава Х20Н35С2;
рабочая температура труб 900—1000 °C,
давление до 4,0 МПа;
полые заготовки различных разме-
ров из многих высоколегированных
сталей и сплавов для роликов терми-
ческих печей и другого назначения;
рабочая температура 900—1100 °C;
радиационные трубы для термических
агрегатов автомобильной, машино-
строительной. газовой и других отра-
слей промышленности размером (1264-
168) X (64-10) X (15004-3000) мм из
жаропрочных сталей и сплавов
Х25Н20С2, Х20Н35С2, Х25Н35С2
и др.;
трубы размером 226Х13Х (40004-
5000) мм из сплавов 40Х25Н35Б2С
и 40Х28Н48В5, используемые для
конверсии природного газа в рефор-
мерах;
отливки диаметром 285 и 320 мм
из стали Х18Н12М2Т для прокатки
на автоматических установках с полу-
чением труб диаметром 273 и 325 мм
для нужд химического машинострое-
ния; максимальный диаметр катаных
труб из этой стали, полученных по
классической технологии, составляет
219 мм;
крупногабаритные отливки из угле-
родистой стали диаметром до 1,5—2 м
для бумагоделательного машинострое-
10. Составы чугунов для труб, отливаемых центробежным способом
Трубы Диаметр труб, мм Содержание элементов, % (мае. доля) Используемые формы
С Si Мп р S
Канализационные Водопроводные Конденсаторные 100 200—300 100 3,2—3,6 3,4—3,8 3,4—3,5 2,4—2,8 2,2—2,6 1,62—2,09 0,6—0,8 0,6—0,9 0,36—0,67 0,8 0,3—0,5 0,28—0,40 0,07 До 0,1 0,05—0,076 Металлические излож- ницы с покрытием Металлические излож- ницы без покрытия Сырые песчано-глини- стые
11. Характеристики чугунных напорных труб
Литье Средняя кольцевая прочность, МПа НВ Поверхность Общая кривизна трубы, мм
Центробежное 478,7 187—210 Гладкая с очень редкими шлако- выми включениями До 5
В разовые формы 264,9—294,3 180—192 Шероховатая с пригаром (на на- ружной и внутренней поверхно- стях) В пределах тре бований ГОСТа
Непрерывное 372,8-412,0 210—230 Гладкая (наружна^ и внутренняя), иногда с неслитинами
Центробежное и полуне- прерывное Значе 392,4 ния параметров по До 230 (на по- верхности) ГОСТ 9583—75 Гладкая без дефектов До 12,5
Производство однослойных и биметаллических труб и отливок 383
12. Технологические режимы центробежного литья труб
Марка стали Диа наруж- ный Размеры т метр внутрен- ний рубы, мм Толщина стенки Длина Толщина футе- ровки, мм Частота вращения формы, мин-1 ^зал» Скорость заливки, кг/с Средняя скорость нарастания стенки от- ливки, мм/с
20, 45 245 175 35 3700 5/1 800 1460—1480 12—14 0,73
20 290 200 45 3300 7 600 1570 21,4 1,09
178 56 1610
ЗОЛ 1Х18Н9Т Х18Н9Т 242 114 675 146 30 459 48 42 108 3500 480 3500 4,3 7 700 1200 370 1480 1460—1490 1500—1550 13,1 1,0—1,6 35—40 0,8 1,91 0,77
0Х10Н20Т2 450 170 140 3800 8 380 1485 13 0,45
385' 155 115 3700 7 400 12 0,48
Примечание. В числителе дроби указана толщина первого слоя футеровки (песка), в знаменателе — второго
слоя (циркония).
384 ЦЕНТРОБЕЖНОЕ ЛИТЬЕ
Производство однослойных и биметаллических труб и отливок
385
ция и заготовки, деформируемые на
прокатных станах или прессах, для
труб нефтяной промышленности.
При центробежном литье аустенит-
ных (0Х18Н12Т, 20Х23Н18) и перлит-
ных (15Х1М1Ф, 15ГС и 10ГН2МФ,
ГОСТ 19282—73) сталей с использо-
ванием инокулирующих добавок, со-
держащих 1,5% Ni и 2,5 % железного
порошка, получено существенное из-
мельчение кристаллической структуры
и повышение степени ее однородности.
При этом значения предела текучести
и временного сопротивления при вве-
дении порошков в металл повысились
соответственно на 40—50 и 18—20%
по сравнению с металлом труб, изго-
товленных по обычной технологии
[3, 5, 6].
В табл. 13 приведены состав и свой-
ства стальных труб, изготовленных
различными способами.
Однако несмотря на большие пре-
имущества, при центробежном литье
стальных труб и других отливок
имеют место следующие недостатки:
развитие встречного фронта кри-
сталлизации в процессе затвердевания
отливки;
повышенная загрязненность метал-
ла со стороны внутренней поверхно-
сти, особенно при литье крупногаба-
ритных отливок из титаносодержащих
сталей;
большой брак по горячим трещинам
при производстве заготовок из угле-
родистой и коррозионно-стойкой ста-
лей.
Развитие встречного фронта кри-
сталлизации в результате двусторон-
него охлаждения металла в форме
затрудняет выделение неметаллических
включений и газов из затвердевающего
расплава,. которые остаются в металле
на расстоянии 15—20 мм от внутрен-
ней поверхности отливки, образуя
дефектную зону. Для удаления этой
зоны необходимо увеличить припуски
на обработку отливок резанием.
Применение синтетического флюса,
а также флюса в сочетании с печным
шлаком для утепления свободной по-
верхности формирующейся отливки
способствует более полному выделению
загрязнений из металла и в значитель-
ной мере уменьшает глубину залега-
ния дефектной зоны.
13 Ефимов
13. Химический состав и свойства стали труб, изготовленных различными способами р, кг/м® СП СО СО 00 со со сч со оо оо оо оо
Механические свойства образцов продольных -э- О**4 Tt* *—‘ 00 ю со со сч со
<о < —ч ~-ч ОО ОО О- ОО —' 1 —1 < сч
н о МПа — -ЧОО ио СП 00 СЧ 00 О to СЧ 00 ио xf тВ
0 О 00 СО О СО < СЧ О —ч COOS s- ь- со о-
тангенциальных _ -э- sO о4* tO ел ио тВ ю о СП со со сч —
«о ТВ —ч СП —ч СП ОО О- сч
н е> МПа СО О О S- ♦ч * О СО О со О О — S-. ио СО
0 О СЧ Ю ОО о тВ со 00 СО СО СП СЧ — S- СО со Th
Химический состав стали, % (мае. доля) ОС 00 СО О оо сч сч ООО о ООО о
СС О- О со 00 —• сч сч —< ООО о ООО о
Мп г- со сч о b- Г- СО 00 ООО о
со СП О О- ю —- СЧ -ч сч ООО о
и СО СО —ч СЧ ’М* Ю tO to ООО о
Способ изготовления трубы Литье: центробежное в кокиль в песчано-глини- стую форму Прокатка
386
ЦЕНТРОБЕЖНОЕ ЛИТЬЕ
Рис. 10. Распределение олова по тол-
щине отливок из бронзы БрОЮЦ2:
1 — отливка получена с применением
флюса с медным порошком; 2 — отливка
получена по обычной технологии
При центробежном литье стальных
труб и заготовок для рафинирования
металла в форме и утепления внутрен-
ней поверхности отливок обычно при-
меняют флюс АНФ-29, содержащий,
% (мае. доля): CaF 63; А12О3 5; СаО 17;
SiO2 10; MgO 5. При использовании
титаносодержащих сталей (например,
0Х12Н10Т2) со стороны внутренней
поверхности отливки скапливаются
грубые включения нитридов титана,
что обусловливает значительное уве-
личение припусков на обработку реза-
нием и процента бракованного литья.
Защита системы CaF2—А12О3 флю-
сом металла при формировании от-
ливки практически полностью устра-
няет этот дефект. Наряду с этим
имеет место эффективное рафинирова-
ние металла от неметаллических вклю-
чений.
При производстве отливок из угле-
родистой и коррозионно-стойкой ста-
лей повышается число бракованных
отливок по трещинам. Для повышения
трещиноустойчивости применяют ни-
тридванадиевое упрочнение металла
при выплавке и заливку его в форму
под слоем флюса.
Литье цветных сплавов. Из цветных
сплавов центробежным литьем изго-
товляют втулки, кольца, а также би-
металлические и фасонные заготовки.
Втулки из медных сплавов широко
применяют в узлах трения различных
машин, и их производством заняты
многие предприятия'. Мелкие втулки
изготовляют на машинах с вертикаль-
ной осью вращения; втулки среднего
размера — на горизонтальных кон-
сольных машинах; крупные втулки --
на горизонтальных роликовых маши-
нах. Масса отливаемых цилиндриче-
ских втулок из цветных сплавов ко-
леблется от нескольких килограммов
до десятков тонн.
Наибольшее распространение в про-
мышленности получили центробежно-
литые изделия из оловянных, свинцо-
вистых и алюминиевых бронз, а также
различных марок латуней.
При производстве толстостенных за-
готовок из оловянных и свинцовистых
бронз затруднено получение однород-
ной структуры по сечению отливки
из-за повышенной ликвации олова и
свинца в процессе формирования от-
ливки после центробежных сил. Для
устранения ликвации этих элементов
целесообразно использовать флюс си-
стем В2О3—NaF в смеси с медным
порошком в соотношении 1:1, кото-
рый дозируют на струю металла при
заливке в форму из расчета 1,5—2%
массы заливаемого сплава.
На рис. 10 приведено распределение
олова по толщине заготовок из бронзы
БрОЮЦ2, отлитых по обычной и новой
технологиям. При этом практически
полностью устранена ликвация олова
по толщине отливок при обработке
металла флюсом с медным порошком.
В табл. 14 приведены механические
свойства отливок из бронзы БрО10Ц2,
отлитых с использованием флюса с мед-
ным порошком.
В бумагоделательных машинах
широко используют для основных де-
талей крупногабаритные заготовки из
бронзы БрО6Ц4С2Н1.
В табл. 15 приведены основные тех-
нологические режимы центробежного
литья и механические свойства круп-
ногабаритных заготовок из
БрО6Ц4С2Н1.
Механические свойства бронзовых
отливок значительно превышают ме-
ханические свойства, указанные в тех-
нических условиях (от >= 120 МПа,
сгв > 270 МПа и б > 22%).
Производство однослойных и биметаллических труб и отливок
887
При центробежном литье крупно-
габаритных заготовок из алюминиевой
бронзы наблюдается повышенный брак
по расслою в результате загрязнения
металла пленами окислов алюминия.
Этот дефект можно полностью устра-
нить, используя рафинирующий флюс,
содержащий, % (мае. доля): крио-
лита 60; поваренной соли 35; фтори-
стого кальция 5. Флюс дозируют на
струю металла при заливке в форму
из расчета 0,7—1% массы заливаемого
металла.
Качественные отливки из бронзы
БрА7Ж2,5Н1,5Мц9. диаметром 0,87X
Х0,71 и длиной 8,5 м получены при
температуре заливки металла 1170 °C,
коэффициенте гравитации /С > 80 и
подаче флюса на струю заливаемого
металла в количестве 0,7—0,8% массы
заливаемого металла. В флюсе содер-
жится, % (мае. доля): NasAlF 60;
NaCl 35; CaF2 5.
Определение механических свойств
материала отливок производили на
тангенциальных и радиальных укоро-
ченных образцах. Результаты меха-
нических * испытаний приведены в
табл. 16. Механические свойства об-
разцов, изготовленных в тангенциаль-
ном направлении, практически не от-
личаются от механических свойств
образцов, изготовленных в радиальном
направлении.
Применение жидкого синтетического
флюса, особенно получаемого из легко-
плавких флюссобразующих смесей для
защиты от окисления и рафинирования
металла непосредственно в изложнице
14. Механические свойства
опытных отливок из БрОЮЦ2
Механические свойства
Номер испы- таний от °В в, % НВ
МПа
1 152 123 243 226 10,4 9,2 84,9
2 160 180 223 213 8,7 8,4 85,6
3 152 186 256 190 8,6 8,0 84,9
Примечание. В числителе
дроби приведены данные, полученные
на тангенциальных образцах, в знаме-
нателе — на радиальных.
и утепления внутренней поверхности
отливки при ее затвердевании, обес-
печивает получение качественных круп-
ногабаритных центробежно-литых за-
готовок из алюминиевой бронзы для
основных рабочих узлов современных
широкоформатных бумагоделательных
машин.
Центробежное литье цветных спла-
вов — сложный технологический про-
цесс и в каждом конкретном случае
разрабатывается с учетом современных
достижений рафинирования, модифи-
15. Основные технологические режимы центробежного литья
и механические свойства крупногабаритных заготовок из БрО6Ц4С2Н1
Размеры заготовки, мм Эо •'nej. Частота вра- щения излож- ницы, мин-1 Время заливки металла, с Толщина теплоизо- ляционного слоя, мм Механические свойства
(Ут <*в в. % НВ
песка Цир- кона МГ 1а
865X 760X 4 920 1120 290 300 40 135 342 48,6 82,6
700Х 620Х 36 110 1100 347 350 8 2 155 291 15,6 76,3
1 041X 875Х 6 850 1080 245 320 10 175 344 41,2 78,8
700Х 620Х 3 600 1120 347 350 8 156 359 45,1 80,1
13е
388
ЦЕНТРОБЕЖНОЕ ЛИТЬЕ
16. Механические свойства
центробежных отливок,
полученных под флюсом
Тангенциальные Радиальные
образцы образцы
б, От ав б,
МПа % МПа %
243 596 26,8 267 589 25,6
237 583 29,0 248 573 27,5
235 572 28,3 265 603 30,6
Количество заливаемого ме-
талла, кг:
стали X17H13M3T ... 65
стеллита............... 25
Температура заливки, °C:
стали X17H13M3T ... 1580
стеллита............... 1560
Температура нагрева излож-
ницы, °C................. 250—260
Количество дозируемого
флюса, кг................. 3,4
Выдержка между заливкой
стали и стеллита, мин ... 1
Продолжительность враще-
ния изложницы, мин .... 40
цирования и микролегирования ме-
талла во вращающейся форме.
Биметаллическое литье — значитель-
ный резерв повышения эффективности
использования металла в машинострое-
нии. Перспективным технологическим
решением для целей массового произ-
водства цилиндрических биметалличе-
ских заготовок является центробежное
литье. В промышленной практике про-
изводства биметаллических цилиндри-
ческих заготовок получили примене-
ние в основном два способа:
последовательная заливка двух рас-
плавов, образующих наружный и вну-
тренний слой заготовки;
расплавление твердой шихты для
образования внутреннего слоя заго-
товки в закрытой с торцов полости
основы.
При центробежном литье по первому
способу необходимо наличие двух пла-
вильных агрегатов. Во втором случае
’ используют заранее подготовленную
цилиндрическую заготовку.
Применение флюса, дозируемого на
струю металла при заливке первого
слоя для надежной защиты от окисле-
ния внутренней поверхности этого
слоя, обусловливает высококачествен-
ную свариваемость разнородных ме-
таллов, в том числе из легкоокисляе-
мых сплавов.
В химическом машиностроении ши-
роко используют биметаллические за-
готовки (жаропрочная сталь — стел-
лит) для втулок корпуса экспандера
линии выделения и сушки искусствен-
ного каучука, которые отливают при
следующих режимах:
Приведенные технологические режи-
мы центробежного литья применяют
для получения биметаллических заго-
товок сталь X17H13M3T — стеллит.
Биметаллические заготовки сталь
45 — высокохромистый чугун исполь-
зуют при производстве втулок повы-
шенной эксплуатационной стойкости
насосов буровых установок. В энерге-
тическом машиностроении широко ис-
пользуются биметаллические трубы
большого диаметра сталь 25Л — сталь
08Х18Н10Т, сталь 10ГН21Х1ФА —
сталь 08Х18Н10Т, сталь 12Х1МФ —
сталь 08Х18Н10Т и др.
При использовании биметаллических
центробежно-литых труб и заготовок
при изготовлении основных узлов и
деталей машин и механизмов, работа-
ющих в экстремальных условиях, на-
ряду со значительной экономией дефи-
цитных легирующих материалов имеет
место повышение эксплуатационной
стойкости этих изделий в 2—
3 раза.
Перспективными направлениями в
области дальнейшего совершенствова-
ния технологии биметаллического цен-
тробежного литья является освоение
производства каландровых валов, ро-
ликов машин непрерывного литья заго-
товок, цилиндровых втулок дизелей
большой мощности. Это позволит в зна-
чительной мере снизить трудоемкость
изготовления этих изделий при эко-
номном расходовании дефицитных ле-
гирующих материалов, а также повы-
сить их эксплуатационную надеж-
ность.
Центробежное литье фасонных отливок
389
6. Центробежное литье
фасонных отливок
Фасонные изделия изготовляют цен-
тробежным литьем в тех случаях,
когда литьем в разовые формы эти
изделия либо не могут быть получены,
либо их получают с плохими технико-
экономическими показателями. Боль-
шинство фасонных изделий получают
в формах с вертикальной осью вра-
щения, а формы с горизонтальной
осью вращения используют редко.
При этом для фасонных изделий
используют песчано-глинистые, метал-
лические, керамические и графитовые
формы. Наибольшее распространение
фасонное литье получило при произ-
водстве венцов шарошек для установок
колонкового бурения, корпусов кла-
панов, авиационных компрессоров и
газовых турбин, фасонных барабанов
и крышек энергетических установок
высокого давления, турбинных колес,
роторов короткозамкнутых двигателей,
ювелирных и зуботехнических изделий
и других тонкостенных деталей с изви-
листыми очертаниями, а также с тон-
ким и острым рельефом.
Венцы шарошек отливают в форме,
собранной из стержней и вращаю-
щейся вокруг горизонтальной оси.
При изготовлении венцов с наружным
диаметром 0,15 м и длиной 0,135 м
из стали 20ХН32 частота вращения
формы во время заливки металла со-
ставляла 400 мин"1, температура за-
ливки металла— 1570—1590 °C, про-
должительность заливки металла мас-
сой 115 кг — 43—60 с. На внутреннюю
поверхность отливки засыпают экзо-
термическую смесь для утепления
внутреннего слоя металла отливки.
В табл. 17 приведены механические
свойства венцов, изготовленных ков-
кой и центробежным литьем.
Рис. 11. Форма для литья рабочих
колес центробежных насосов
Преимуществом изготовления шаро-
шек центробежным литьем по сравне-
нию с ковкой является сокращение
расхода металла и механической обра-
ботки, что способствует снижению
их себестоимости.
Цельнолитые турбинные колеса из
жаропрочной стали изготовляют в ке-
рамической форме на вертикальной
центробежной машине. Двигатель вра-
щения формы включают непосредствен-
но перед заливкой металла и, как
только металл заполнит форму, ее
останавливают и заполняют прибыль
уже в неподвижной форме. Для пред-
отвращения быстрого остывания при-
быль покрывают древесными углями.
Частота вращения формы при заливке
металла составляет 250 мин"1, что
соответствует- гравитационному коэф-
фициенту К = 13,6 на наружном диа-
метре отливки.
В металлические формы отливают
сепараторы роликоподшипников из ла-
туни, рабочие колеса центробежных
насосов, клапаны паровых насосов,
роторы короткозамкнутых двигателей
и др. изделий из цветных металлов и
сплавов. На рис. 11 представлена фор-
ма со стержнями для литья рабочих
17. Механические свойства венцов зубчатых колес
Способ изготовления <*в от б
МПа %
Ковка Центробежное литье 817 872—1090 634 660—885 16,7 12,3—14 57 30,6-45,3
МО
ЦЕНТРОБЕЖНОЕ ЛИТЬЕ
колес (массой 5—18 кг) центробеж-
ных насосов.
Стержни изготовляют на песко-
стрельной или пескодувной машине
из термореактивной смеси. Прочность
стержней 250—270 МПа при газопро-
ницаемости 200. Их красят методом
окунания. Перед сборкой кокиль очи-
щают металлической щеткой, подогре-
вают до 100—150 °C и устанавливают
вручную на стол центробежной ма-
шины.
Частота вращения формы при литье
колес диаметром 0,25—0,40 м —
160 мин”1; диаметром 0,15—0,20 м —
300 мин”1. Металл заливают непосред-
ственно в полость формы из ручного
ковша. После затвердевания кокиль
снимают и удаляют отливку, а на
стол ставят другой кокиль и снова
заливают.
При производстве фасонных изделий
центробежным способом повышается
плотность и прочность литого металла,
устраняется брак по усадочной пори-
стости и газовым раковинам.
7. Дефекты отливок
Поперечные трещины, как правило,
образуются при центробежном литье
стальных заготовок в процессе усадки
отливки. Вероятность появления тре-
щин тем больше, чем больше усадка
сплава и длина изделия.
Для предотвращения образования
этих трещин необходимо исключить
условия, затрудняющие усадку от-
ливки в форме (привар торцов к крыш-
ке, низкая податливость теплоизоля-
ционного покрытия и т. д.).
Продольные трещины. Первоначаль-
но образовавшаяся тонкая корочка
металла по мере охлаждения за счет
ее усадки отслаивается от стенки из-
ложницы, и поверхность отливки ли-
шается опоры. С этого момента корка
начинает испытывать напряжения раз-
рыва в связи с действием на нее давле-
ния жидкого металла в поле центро-
бежных сил.
Если эти напряжения превзойдут
предел прочности затвердевшей корки,
она разорвется и на поверхности от-
ливки появится продольная трещина.
Поэтому надо назначить такое число
оборотов изложницы, чтобы суммар-
ные напряжения не превзошли пре-
дела прочности корки в данный момент
времени. Для снижения вероятности
образования продольных трещин це-
лесообразно использовать переменное
число оборотов вращения изложниц
в процессе формирования и охлажде-
ния отливки.
Эффективным способом снижения ве-
роятности появления продольных тре-
щин является модифицирование ме-
талла в форме, нитридванадиевое
упрочнение сплава при выплавке и
другие способы повышения трещино-
устойчивости.
Газовые раковины. Газы, выделяю-
щиеся при затвердевании отливки под
действием центробежных сил, оттес-
няются к свободной поверхности от-
ливки. Однако та часть газов, которая
выделяется на поверхности раздела
металла и изложницы, уже после
появления твердой корки может де-
формировать последнюю и образовать
газовые раковины. Это часто случается
при литье в водоохлаждаемые излож-
ницы. При интенсивном охлаждении
изложницы водой поверхностная корка
металла получается более прочной и
поверхностных газовых раковин в от-
ливках бывает мало.
В футерованных изложницах газы
беспрепятственно удаляются благодаря
газопроницаемости футеровки и нали-
чию вентиляционных каналов в стенке.
Расслой, окисные спаи и заливки.
При производстве центробежных от-
ливок из легкоокисляемых сплавов
основным дефектом литья является
расслой и загрязненность металла
оксидными пленами.
При заливке металла в изложницу
его тонкий слой мгновенно затверде-
вает при контакте со стенкой излож-
ницы, затем вследствие усадки этот
слой отрывается от формы и увле-
кается в глубь отливки, где запуты-
вается в затвердевшем металле. В ре-
зультате окисления корка не свари-
вается с основным металлом, образуя
поверхностный расслой, который не-
обходимо удалять при обработке литых
заготовок.
При отливке заготовок из легко-
окисляемых сплавов, например алю-
миниевых бронз, в результате интен-
г
Сущность процесса
391
сивного окисления металла при за-
ливке в форму образуются окисные
пленки, которые загрязняют отливку
по всему сечению, не подчиняясь
какой-либо закономерности, и отливка,
как правило, бракуется.
Наряду с этим в результате инерци-
онного скольжения по стенке излож-
ницы металла во время заливки на
поверхности отливки образуются спаи,
заливы и другие пороки.
Брак отливок по расслою, окисным
пленам устраняется при центробеж-
ном литье с использованием флюса для
защиты от окисления и. рафинирования
металла непосредственно в форме.
Пористость. Вследствие направлен-
ного затвердевания отливок (особенно
толстостенных) при центробежном
литье усадочная и частично газовая
пористость сосредоточиваются у сво-
бодной поверхности. Поэтому внутрен-
ний диаметр отливки должен иметь
обычно увеличенный припуск для об-
работки резанием.
Пористость со стороны внутренней
поверхности отливки в значительной
мере может быть уменьшена или же
полностью исключена при утеплении
свободной поверхности металла флю-
сом.
Список литературы
1. Константинов Л. С. Теоретиче-
ское определение формы свободной
поверхности отливки при центробеж-
ном литье//Литейное производство.
1951. № 1. С. 26—29.
2. Машина для центробежного ли-
тья крупных толстостенных загото-
вок/В. Т. Долбенко, Г. С. Мирзоян,
М. М. Левин и др.//Литейное произ-
водство. 1967. № 9. С. 18—19.
3. Моделирование гидродинамиче-
ских и тепловых процессов в отливке
центробежного литья/В. Ф. Демченко,
Н. И. Тарасевич, А. Т. Зельниченко
и др.//Математическое моделирова-
ние процессов затвердевания металлов
и сплавов. Новосибирск: 1986. С. 126—
128.
4. Сварика А. А. Вопросы теории
центробежного литья//Литейное про-
изводство. 1963. № 5. С. 28—31.
5. Стерлинг Е. Ю., Цвиркун О. Ф.,
Мирзоян Г. С., Соловьев Ю. Г. Цент-
робежное суспензионное литье сталь-
ных труб//Литье с применением ино-
куляторов. Киев: ИПЛ АН УССР,
1981. С. 87—93.
6. Цветненко К. У. Теоретические
основы расчета скорости вращения
формы при центробежной отливке труб
и полых трубных заготовок.//Произ-
водство труб. М.: Металлургиздат.
1961. Вып. 4. С. 99—115.
7. Шевченко А. И. Центробежное
литье под флюсом. Состояние и пер-
спективы развития//Прогрессивные
технологические процессы в литей-
ном производстве. Киев: ИПЛ АН
УССР, 1983. С. 68—80.
8. Шевченко А. И., Курилюк В. Д.,
Конопелько Б. Б. Влияние медного
порошка на химическую и структур-
ную однородность крупногабаритных
центробежно-литых заготовок, от-
литых под флюсом//Технология и ор-
ганизация производства. Киев:
УКРНИИНТИ, 1976. № 5. С. 45—47.
9. Юдин С. Б., Левин М. М., Ро-
зенфельд С. Е. Центробежное литье.
М.: Машгиз, 1962. 360 с.
Глава VI
ЭЛЕКТРОШЛАКОВОЕ ЦЕНТРОБЕЖНОЕ
И КОКИЛЬНОЕ ЛИТЬЕ
1. Сущность процесса,
его основные достоинства
и область применения
. Процесс электрошлакового литья в
водоохлаждаемый кристаллизатор
(ЭШЛ) — одностадийный процесс 11),
при котором плавление и кристалли-
зация металла в водоохлаждаемом
кристаллизаторе происходят одновре-
менно. Это определяет такие преиму-
щества ЭШЛ, как отсутствие контакта
рафинированного жидкого металла с ат-
мосферой, материалом плавильного аг-
Рис. 1. Схема приготовления жидкого металла в процессе электрошлаковой
тигельной плавки:
а — переплав расходуемого электрода; б — переплав кусковой шихты с помощью не-
расходуемого электрода; в — жидкая завалка; 1 — расходуемый электрод; 2 — жид-
кий шлак; 3 — плавильный тигель; 4 — жидкий металл; 5 — нерасходуемый электрод;
6 — кусковая шихта; 7 — сталеразливочный ковш
регата и литейной формой, * а также
обеспечивает минимальный объем ван-
ны жидкого металла.
Однако указанная особенность про-
цесса приводит к следующим его недо-
статкам— к ограничению по конфи-
гурации отливок (т. е. производят
отливки, как правило, простой кон-
фигурации и с большим отношением
высоты к площади сечения),'высокой
стоимости оснастки и большому рас-
ходу электроэнергии, а используемые
при ЭШЛ медные водоохлаждаемые
кристаллизаторы сложны в изгото-
влении и дороги?’|К расходуемым элек-
тродам предъявляются довольно вы-
сокие требования по конфигурации,
что ограничивает применение ЭШЛ
для непосредственного переплава из-
ношенных или отработавших деталей
с целью их повторного использования.
Этих недостатков удается избежать
при разделении процесса ЭШЛ на
две стадии: получение жидкого металла
(рис. 1) в тигельной печи электрошла-
ковым способом и заливка его в метал-
лическую неохлаждаемую литейную
форму вместе со шлаком, использован-
ным в процессе плавки, или же без
него (рис. 2) (возможна заливка м
талла из электрошлаковой тигел <>’*
печи также со шлаком, приготовленным
в отдельном агрегате).
Такое разделение является основой
технологии электрошлакового литья
центробежного (ЦЭШЛ) и кокильного
(ЭКЛ).
Технологии ЦЭШЛ и ЭКЛ отлича-
ются тем, что при ЭКЛ литейная форма
(кокиль) неподвижна относительно пла-
вильного тигля (см. рис. 2, а), а при
ЦЭШЛ — вращается вокруг своей оси
(см. рис. 2, б и в). С помощью ЦЭШЛ
и ЭКЛ просто и экономично получают
отливки достаточно сложной конфигу-
рации, физико-механические свойства
которых удовлетворяют требованиям,
предъявляемым к соответствующим по-
ковкам.
В процессе электрошлаковой тигель-
ной плавки (ЭШТП) [2] плавление
металла происходит в результате вы-
деления теплоты в жидком электро-
проводном шлаке при прохождении
через него электрического тока. В ка-
честве исходного сырья используют
расходуемые электроды цельные или
собранные из кусков штанг * (см-
* Электроды могут состоять из об-
рези проката, лома, отбракованных
деталей, инструмента и т. д. В ряде
случаев при необходимости в качестве
расходуемых электродов применяют
литые или катаные штанги из сталей
соответствующих марок.
Сущность процесса
393
Рис. 2. Схема заливки жидкого металла в литейную форму при повороте пла-
вильного тигля (а и б) или через отверстие в донной части тигля (в):
1 — расходуемый электрод; 2 — жидкий шлак; 3 — жидкий металл; 4 — плавильный ти-
гель; 5 — заливочная воронка; 6 — литейная форма; 7 — шлаковый гарнисаж
рис. 1, а), а также кусковую шихту
или стружку. В последнем случае
подогрев шлака осуществляют нерас-
ходуемыми электродами (см- рис. 1, б).
Расплавленный металл, проходя че-
рез слой жидкого шлака, температура
которого обычно на 150—200 °C выше
температуры плавления металла, ин-
тенсивно рафинируется от вредных
примесей и неметаллических включе-
ний. Жидкий металл собирается на
дне плавильного тигля, футерованного
огнеупорными материалами, способ-
ными в течение достаточно длительного
времени работать в контакте со шла-
ком при температурах, характерных
для электрошлакового процесса (до
2000 °C). Возможна также работа элек-
трошлаковой тигельной печи по схеме
с жидкой завалкой, когда жидкий
металл, приготовленный в отдельном
агрегате (например, в дуговой или
индукционной печи), заливают в ти-
гель, где уже наведена соответствую-
щая шлаковая ванна (см- рис. 1, а).
Электрошлаковые тигельные печи
по основным технико-экономическим
показателям (удельному расходу элек-
троэнергии, стойкости огнеупоров, про-
изводительности) не уступают индук-
ционным печам аналогичной емкости
(табл. 1).
При ЭШТП обеспечивается возмож-
ность активного воздействия на рас-
плав металла во всем его объеме, леги-
рования (табл. 2) или модифицирова-
ния металла в тигле, а также гаранти-
руется стабильность химического со-
става металла в процессе плавки, даже
при наличии в нем легкоокисляю-
щихся элементов (табл. 3).
Электрошлаковые тигельные печи
значительно превосходят открытые
сталеплавильные агрегаты (например,
индукционные или дуговые печи) по
1. Технические характеристики
электрошлаковой тигельной
и индукционной печей
Параметр Модель печи
ЭШТП (элек- трошлаковая) ИСТ-0,4 (ин- дукционная)
Вместимость тигля, кг Мощность, потр еб- ляемая при плавле- нии, кВ* А Удельный расход электроэнергии, кВт*ч/т Средняя производи- тельность плавки, кг/ч 40 220 700— 750 350 ю 250 820— 860 360
2. Химический состав сталей, полученных легированием исходной стали 35 при ЭШТП
Марка стали гост Содержание, % ''мае доля)
С Si Мп Сг S р
не более
35 1050—74 0,32—0,40 0,38 0,17—0,37 0,14 0,50—0,80 0,64 0,25 0,17 0,04 0,01 0,035 0,03
35Х 4543—71 0,31—0,39 0,39 0,17—0,37 0,18 0,50—0,80 0,65 0,80—1,10 1,10(1,10) 0,035 0,012 0,035 0,031
35Г2 0,31—0,39 0,36 0,17—0,37 0,17 1,40—1,80 1,76 (1,80) — 0,035 0,01 0,035 0,033
35ХГ2 0,32—0,40 0,35 0,17—0,37 0,18 1,60—1,90 1,90 (1,90) 0,40—0,70 0,70 (0,70) 0,035 0,013 0,035 0,03
35ХГСА 0,32—0,39 0,35 1,10—1,40 1,42 (1,40) 0,80—1,10 1,10(1,10) 1,10—1,40 1,30 (1,40) 0,035 0,01 0,035 0,03
36Х18Н25С2 977—88 0,30—0,40 0,39 2,0—3,0 2,6 (3,0) 0,50—0,80 0,62 17,0—20,0 19,6 (20,0) 0,035 0,011 0,035 0,02
__________ *
* В скобка® — расчетное содержание элемента.
Примечания: 1. В числителе дроби приведено содержание элемента в стали в соответствие с ГОСТом, в зна-
менателе — после плавки.
2. В стали 36Х18Н25С2 содержится Nis % (мае. доля): в соответствии с ГОСТ 977—88 23—25; после плавки
24,8 (25).
394 ЭЛ ЕКТРОШЛ АКОВОЕ ЦЕНТРОБЕЖНОЕ И КОКИЛЬНОЕ ЛИТЬЕ
3. Химический состав сталей различных марок до и после ЦЭШЛ и ЭКЛ
Марка стали - — — - Содержание, % (мае. доля)
С Мп Si р S Ст Ni
38ХНЗМФА 0,40 0,32 0,38 0,011 0,007 0,97 3,1
0,39—0,41 0,28—0,30 0,30—0,32 0,010—0,012 0,003—0,004 0,97 3,0—3,2
12ХНЗА 0,11 0,41 0,32 0,013 0,008 0,90 3,3
0,10—0,12 0,38—0,40 0,28—0,30 0,016—0,017 0,003—0,004 0,90—0,92 3,2—3,4
20X13 0,19 0,20 0,40 0,28 0,030 0,025 12,9 13,0—13,2 Не опреде- ляется
0,38—0,38 0,20—0,21 0,023—0,026 0,004—0,006
22 К 0,23 1,03 0,34 0,014 0,010 0,22 0,18
0,23—0,24 0,95 0,28—0,26 0,014—0,016 0,004—0,006 0,22 0,18—0,21
40Х 0,38 0,78 0,22 0,021 0,016 0,94 0,94 Не опреде- ляется
0,36—0,40 0,69—0,78 0,17—0,18 0,018—0,021 0,005—0,008
15ХСНД 0,14 ’ 0,55 0,28 0,020 0,03 0,72 0,38
0,13—0,15 0,52—0,55 0,18—0,28 0,019—0,021 0,01—0,013 0,7-0,7 0,36—0,38
09Х16Н4Б (ЭП-56) 0,098 0,1 0,32 0,33 0,016 0,006 15,55 4,25
0,29—0,31 0,3—0,32 0,0155—0,0165 0,003—0,004 15,4—15,5 4,1-4,2
37Х12Н8Г8МФБ (ЭИ481) 0,39 8,8 0,47 Не определялся 13,0 8,7
Примечания: 1. В числителе дроби приведено содержание элемента в расходуемом электроде, в знаменателе —
в отливках, полученных ЦЭШЛ или ЭКЛ.
2. Содержание, % (мае. доля): Nb в сталях 09Х16Н4Б — 0,09/(0,09—0,1) и 37Х12Н8Г8МФБ— 0,47/(0,46—0,47);
Мо в стали 37Х12Н8Г8МФБ — 1,18/(1,17—1,18).
Сущность процесса
39в ЭЛ ЕКТРОШЛАКОВОЕ ЦЕНТРОБЕЖНОЕ И КОКИЛЬНОЕ ЛИТЬЕ
Рис. 3. Схемы заполнения при ЦЭШЛ форм с горизонтальной (/) и вертикаль-
ной (II) осями вращения:
а—в — этапы процесса; 1 — литейная форма; 2 — шлаковый гарнисаж; 3 — жидкий
шлак; 4 — жидкий металл; 5 — отливка ЦЭШЛ
степени рафинирования и стабильно-
сти химического состава сплава. Со-
держание серы при ЭШТП снижается
в среднем в 1,5—2,0 раза при неизмен-
ном содержании основных легирую-
щих элементов до и после плавки
(см- табл. 3).
Наконец, электрошлаковые тигель-
ные печи значительно дешевле и проще
в эксплуатации, чем современные печи
ЭШП, предназначенные для получения
фасонных отливок. Но в отличие от
индукционных печей в электрошлако-
вых печах с керамическим тиглем
применяются не специальные источ-
ники питания повышенной частоты
и громоздкие конденсаторные батареи,
а стандартные электропечные или сва-
рочные трансформаторы.
В отличие от других методов литья
при ЦЭШЛ и ЭКЛ накопленный в элек-
трошлаковой тигельной печи жидкий
металл заливают в литейную форму,
как правило, вместе со шлаком (рис. 3).
Кристаллизуясь на внутренней по-
верхности холодной относительно рас-
плава формы (обычно стальной или
чугунной), шлак образует шлаковый
гарнисаж, который обеспечивает хо-
рошее качество поверхности отливок,
получаемых ЦЭШЛ и ЭКЛ, предохра-
няет их от приваривания к форме.
Толщина гарнисажа (6) зависит от
конфигурации и размеров отливки
и обычно составляет 2—4 мм. В отдель-
ных случаях, например при формиро-
вании удаленных от оси вращения зон
отливок, б — 5—6 мм, что необходимо
учитывать при конструировании за-
готовок.
После шлака, а частично и вместе
с ним, в литейную форму поступает
жидкий металл, который оттесняет
шлак от гарнисажа (при ЭКЛ —
вверх, а при ЦЭШЛ — к оси вращения)
и образует отливку. Шлак покрывает
свободную поверхность жидкого ме-
талла и предотвращает образование
закрытой усадочной раковины.
Характерной особенностью формо-
образования и кристаллизации отли-
вок как при ЦЭШЛ, так и при тради-
ционном центробежном литье (ЦЕЛ)
является то, что эти процессы проте-
кают под действием центробежных сил,
в десятки раз превышающих силу
тяжести. Центробежную силу, дей-
ствующую в форме на расплав, оде-
Сущность процесса
397
нивают с помощью гравитационного
коэффициента /С, показывающего, во
сколько раз эта сила больше силы
тяжести; К = (o2r/g, где (о — частота
вращения формы, г—расстояние от
оси вращения до рассматриваемой
частицы металла; g — ускорение сво-
бодного падения. При ЦЭШЛ, как
и при каноническом ЦБЛ, для сталь-
ных заготовок обычно значения К ~
— 304-100. Мощное гравитационное
поле уплотняет металл, способствуя
образованию заготовок без характер-
ных для канонических методов литья
пор и рыхлот, что значительно улуч-
шает свойства получаемых заготовок.
Вовлекаемый во вращение жидкий
металл отжимается центробежными си-
лами на периферию. При этом вдоль
оси вращения отливки образуется по-
лость без использования стержней,
дорнов и других приспособлений. Цен-
тробежная отливка в зависимости от
конфигурации заготовок производится
на специализированных машинах с го-
ризонтальной, вертикальной или на-
клонной осью вращения литейной
формы.
Для технологии ЦЭШЛ, наряду
с положительными качествами кано-
нического ЦБЛ, характерен ряд до-
полнительных преимуществ, обуслов-
ленных чистотой заливаемого в форму
металла, благоприятными условиями
его кристаллизации, отсутствием необ-
ходимости нанесения специальных за-
щитных покрытий на стенки форм,
простотой решения задач дозирования
металла при заливке и пр. Такие же
преимущества по сравнению с обычным
литьем в кокиль имеет и ЭКЛ.
Рафинирование металла шлаком и
благоприятные условия кристаллиза-
ции отливок обусловливают высокое
качество выплавляемых изделий. Как
показывают исследования, механиче-
ские и эксплуатационные свойства
отливок, полученные ЦЭШЛ и ЭКЛ,
выше, чем свойства, оговоренные тех-
ническими условиями на поковки из
сталей соответствующих марок
(табл. 4). Важной особенностью ме-
талла при ЦЭШЛ и ЭКЛ, отличающей
его от проката, является изотроп-
ность свойств (табл. 5).
Масса отливок колеблется от не-
скольких килограммов до тонны и
более. Их конфигурация разнообразна.
Типовые заготовки приведены на
рис. 4 и 5.
В зависимости от массы получаемых
заготовок и от их серийности воз-
можно применение той или иной из
существующих схем ЦЭШЛ и ЭКЛ.
При массе заготовок 50 кг и более и
серийности от нескольких сотен до
нескольких тысяч штук в год, как
правило, применяют схему одна плав-
ка — одна отливка, т. е. такую тех-
нологическую схему, когда весь нако-
пленный в плавильном тигле металл
заливают со шлаком в одну литейную
форму (см. рис. 2). При меньшей массе
заготовок и большей серийности при-
меняют технологические схемы, преду-
сматривающие использование «много-
ручьевой» разливки или центробежных
машин карусельного типа (рис. 6 и 7).
Возможно осуществление непрерыв-
ного процесса, когда электрошлаковая
плавка исходного металла идет без
остановки, а по мере накопления
необходимой порции жидкого металла
плавку выпускают или «вычерпывают»
из тигля (ЭКЛЧ) (рис. 8).
Высокое качество поверхности и
требуемые механические свойства от-
ливок при ЦЭШЛ и ЭКЛ позволяют
изготовлять этими способами литые
заготовки (взамен поковок) с неболь-
шими (3—5 мм) припусками и широко
использовать новые технологии при
производстве заготовок самых разно-
образных деталей ответственного на-
значения, применяемых на металлур-
гических и машиностроительных пред-
приятиях как в основном, так и во
вспомогательном (ремонтном) произ-
водстве. Материал отливок — стали
(конструкционные углеродистые, ле-
гированные, инструментальные штам-
повые, быстрорежущие, валковые стали,
коррозионно-стойкие, жаропрочные) и
сплавы, чугун, медь и ее сплавы.
По своему назначению отливки, по-
лученные методами ЦЭШЛ и ЭКЛ,
можно условно подразделить на две
группы:
для машиностроительных деталей
основного производства;
для штампового или другого спе-
циального инструмента или оснастки,
а также для машиностроительных де-
4. Механические свойства металла отливок ЦЭШЛ по сравнению со свойствами деформированного металла
Марка стали Способ получения материала <*в б KCU •, Дж/м«
МПа о/ /0
38ХНЗМФА Прокат t 1480—1496 1483 1330—1400 1384 8,2—10,7 10,0 30,1—39,1 34,1 26—42 30
ЦЭШЛ 1420—1480 1450 1370—1420 1400 8,6—10,2 9,6 33,2—37,1 14,2 31—36 32
40Х ЦЭШЛ 794—852 834 (700) 577—621 606 (550) 15,8—17,2 16,5 (15) 52,2—57,6 55,1 (45) 114—136 120 (60)
12ХНЗА ЦЭШЛ 951—978 960 (950) 784—821 800 (700) 17,7—18,7 . 18,3(11) 62,9—68,7 109—130 120 (90)
66,2 (55)
20X13 Прокат 784—856 805 579—622 602 19,6—22,0 20,6 64,2—68,7 66,2 109—130 120
ЦЭШЛ ,801—836 810 593—645 634 18,9—21,6 20,0 63,4—65,5 64,0 138—162 146
15ХСНД ЦЭШЛ 529—561 510 (500) 337—373 342 (320) 20,0—26,6 24,6 (17) 69,8—73 71,6 (38) 112—165 145 (40)
09X16Н4Б ЦЭШЛ 1234,3—1264 1254,65 (980) 1151,1—1178,9 1171,95 (931) 10,6—11,6 11,1(8) 59,9—64,0 61,95 (45) 145—157 150,5 (60)
* Температура испытаний 60 °C.
ЭЛВКТРОШЛАКОВОВ ЦЕНТРОБЕЖНОЕ И КОКИЛЬНОЕ ЛИТЬЕ
Примечание. В числителе дроби приведены максимальные и минимальные значения, в знаменателе — средние
и в скобках — минимальные, соответствующие ГОСТу на поковки, а для стали 09X16Н4Б — ТУ.
Сущность процесса
399
5. Механические свойства отливок тройников (ЦЭШЛ)
в продольном и поперечном направлениях (сталь 15ХСНД
после термообработки) по сравнению со свойствами,
приведенными в ГОСТе на поковки
Направ- ление ав б кси *. Дж/см2
вырезки образца МПа %
Вдоль 533—557 333—349 25,7—27,3 67,8—72,6 122—155
оси вра- щения 543 340,3 26,6 70,4 136
Танген- 533,8—548,6 332,7—349,2 26,7-29,0 62,0—75,0 116—192
циаль- ные 545,2 347,4 28,3 69,5 141
По ГОСТу на поковки (не менее)
. 500 320 1 17 38 40
* Температура испытаний на ударную вязкость 60 °C.
Примечание. В числителе приведены минимальные и максимальные
значения; в знаменателе — средние.
талей, изготовляемых в ремонтных
целях.
Применение ЦЭШЛ и ЭКЛ для про-
изводства отливок первой группы це-
лесообразно в следующих основных
случаях:
отливки заменяют собой поковки
или другие качественные заготовки,
обеспечивая значительное повышение
коэффициента использования металла
(КИМ) и (или) уменьшение трудоемко-
сти получения заготовок;
необходимо резкое повышение каче-
ства отливок, производимых обычными
способами литья;
с помощью ЦЭШЛ и ЭКЛ получают
отливки, которые другими способами,
применяемыми на данном предприя-
тии, изготовить невозможно или эко-
номически нецелесообразно;
на предприятии имеется большое
количество отходов, пригодных для
переплава в электрошлаковой ти-
гельной печи с целью получения необ-
ходимых высококачественных загото-
вок.
Технологические процессы ЦЭШЛ
и ЭКЛ использованы для производства
таких машиностроительных деталей,
как солнечные шестерни тяжелых
карьерных самосвалов, водила тяже-
лых транспортных машин, породораз-
рушающий инструмент, различные фи-
тинги и др. Применение этих техноло-
гических процессов во всех перечи-
сленных случаях приводит к значитель-
Рис. 4. Отливки различной конфигу-
рации, получаемые ЦЭШЛ
400
ЭЛ ЕКТРОШЛ АКОВОЕ ЦЕНТРОБЕЖНОЕ И КОКИЛЬНОЕ ЛИТЬЕ
Рис. 5. Типовые отливки, получаемые способом ЦЭШЛ для деталей:
а — зубчатых передач; б — добывающей промышленности
ному повышению КИМ, уменьшению
объема обработки резанием и потерь
металла в стружку.
При выборе исходных материалов
следует ориентироваться на наиболее
дешевые: кузнечную и толстолистовую
обрезь, отходы проката, некондицион-
ный (например, по трещинам и другим
дефектам) прокат, отработавшие де-
тали (рис. 9) и т. п.
К заготовкам второй группы отно-
сятся валки калибров трубопрокатных
и профилегибочных станов, штамповые
вставки, наклонные валки колесопро-
катных станов, крупногабаритный ре-
Рис. 6. Схема ЭКЛ с «многоручьевой»
разливкой металла:
1 — плавильный тигель; 2 — литейные
формы
жущий .инструмент и др. В качестве
примеров использования ЦЭШЛ и ЭКЛ
для изготовления заготовок машино-
строительных деталей и ремонта можно
привести заготовки крановых колес,
быстро изнашиваемую часть любого
тяжелого металлургического крана,
катков тяжелых бульдозеров, футеро-
вок рудоразмольных мельниц и др.
В данном случае заготовки ЦЭШЛ
и ЭКЛ служат, как правило, для
собственных, внутризаводских нужд
предприятия — изготовителя отливок,'
а в качестве исходного сырья исполь-
зуют изношенный или отбракованный
инструмент и детали (оснастку). По
традиционной производственной схеме
они идут в скрап и переплавляются
вместе с ломом черных металлов
Рис. 7. Схема ЦЭШЛ с заливкой ме-
талла и шлака в центробежную машину
карусельного типа:
1 — плавильный тигель; 2 — заливочная
воронка; 3 — литейные формы; 4 — шла-
ковый тигель; 5 — жидкий шлак; 6
жидкий металл
у
Сущность процесса
401
в открытых сталеплавильных печах.
При этом дорогая легированная ин-
струментальная или конструкционная
сталь (например, типа 5ХНМ,
60С2ХФА, 40Х2НМА и т. п.) практи-
чески обесценивается, так как при
переплаве она смешивается со сталью
других марок, многие легирующие
элементы выгорают и металл при-
ходится легировать заново. При пере-
плаве в электрошлаковой тигельной
печи химический состав переплав-
ляемого материала практически не
изменяется. После заливки металла
в кокиль или форму центробежной
машины получают заготовку, которую
после некоторой обработки резанием
используют по назначению. После
выхода инструмента или деталей из
строя цикл повторяется.
Внедрение описанного замкнутого
цикла изготовления инструмента и
(или) деталей, оснастки из собствен-
ных отходов обеспечивает существен-
ное повышение маневренности инстру-
ментального производства и ремонтных
служб, исключает зависимость их от
поставок металла со стороны, снижает
транспортные расходы и пр. В этом
случае себестоимость инструмента су-
щественно (в 1,5—2 раза) ниже, чем
кованых, при эквивалентной или даже
более высокой в случае ЦЭШЛ и
ЭКЛ стойкости.
Кроме переплава отходов с соблю-
дением замкнутого цикла производ-
ства, литье заготовок инструмента и
деталей может вестись, например, из
обрези или некондиционного проката,
а также из проката, недостаточного для
получения инструмента необходимого
сечения. Возможно также делегирова-
ние исходного металла и получение
заготовок из стали такого химического
состава, который не выпускается в виде
необходимого проката или поковок.
В качестве примера можно привести
производство с помощью ЦЭШЛ на-
клонных валков колесопрокатных ста-
нов из стали 150ХНМ с использова-
нием расходуемых электродов из стали
40ХНМ.
Исследования качества заготовок
ЦЭШЛ и ЭКЛ из быстрорежущих ста-
лей показывают, что можно применять
литой инструмент из металла элек-
трошлаковой тигельной плавки.
Рис. 8. Схема отбора расплава при
ЭКЛЧ:
а—г — этапы процесса; 1 — жидкий шлак;
2 — жидкий металл; 3 — литейная форма;
4 — шлаковый гарнисаж; 5 — порция за-
черпнутого металла; 6 — зачерпнутый
шлак; 7 — отливка; 8 — шлаковая шапка
При этом исходным сырьем служит
отработавший инструмент (фрезы, мет-
чики и др.). В случае переплава круп-
ного инструмента (протяжек, крупных
фрез) изготовление расходуемых элек-
тродов осуществляется с помощью
сварки. Мелкий инструмент в данном
случае наиболее целесообразно рас-
плавлять в электрошлаковой тигель-
ной печи с нерасходуемым электродом.
Возможен также переплав расходуе-
мых электродов, полученных из ме-
талла, выплавленного в индукционной
или дуговой печи.
Рис. 9. Расходуемый электрод, изго-
товленный из отработавших деталей
402
ЭЛЕКТРОШЛАКОВОЕ ЦЕНТРОБЕЖНОЕ И КОКИЛЬНОЕ ЛИТЬЕ
Кроме получения отливок из раз-
личных сталей, с помощью ЦЭШЛ
и ЭКЛ получают заготовки из меди и
медных сплавов, например, различных
втулок или панелей. При этом пере-
плавляют как отработавшие детали
в виде расходуемых электродов, так
и медные куски или стружку с помощью
нерасходуемого электрода. Процесс в
этом случае проводят в тигле с угле-
родистой футеровкой, благодаря чему
создаются условия для глубокого рас-
кисления меди. Это дает возможность
получить литой металл высокой плот-
ности, не требующий дальнейшей де-
формации.
В ИЭС им. Е. О. Патона разработано
оборудование для получения с по-
мощью ЦЭШЛ и ЭКЛ заготовок мас-
сой от нескольких килограммов до
нескольких тонн. Наиболее широко
используемое оборудование выпускают
серийно. При этом оборудование для
ЭКЛ и ЦЭШЛ может быть настолько
несложным, что самостоятельное изго-
товление его любым, даже небольшим
машиностроительным предприятием, не
связано, как правило, с особыми за-
труднениями.
Экономический эффект от примене-
ния ЦЭШЛ и ЭКЛ зависит в основном
от стоимости переплавляемого мате-
риала и конфигурации заготовок и
в среднем составляет 0,3—0,8 тыс. руб.
на тонну литья.
2. Технологические основы
процессов электрошлакового
центробежного и кокильного
литья
Процесс получения заготовок спо-
собами ЦЭШЛ и ЭКЛ состоит из двух
основных стадий: 1) расплавления и
накопления металла в электрошлако-
вой тигельной печи; 2) заливки металла
в литейные формы, формирования от-
ливок и их кристаллизации. Кроме
того, необходимо выполнение ряда
вспомогательных операций: подготовки
оборудования и оснастки, а также
подготовки исходных материалов (рас-
ходуемых электродов, стружки и пр.),
приготовления жидкого шлака, извле-
чения отливки из формы и т. д.
Общим для рассматриваемых тех-
нологий этапом является приготовле-
ние жидкого металла в электрошла-
ковой тигельной печи.
Технологические схемы и особенно-
сти электрошлаковой тигельной плав-
ки эштп. в зависимости от исход-
ных материалов, которые должны быть
переплавлены, выбирают технологиче-
скую схему приготовления жидкого
металла в электрошлаковой тигель-
ной печи. Так, при использовании
в качестве исходного металла для
переплава крупной листовой обрези
или обрези проката отработавших
деталей и заготовок, полученных на
МНЛЗ, наиболее целесообразна схема,
предусматривающая переплав в пла-
вильном тигле расходуемых электро-
дов (см. рис. 1, а); при использовании
стружки или кусковой шихты (напри-
мер, шариков и обойм подшипников,
мелкого режущего инструмента и др.)
применяют технологию, основанную
на электрошлаковом переплаве шихты
с помощью нерасходуемых электродов
(см. рис. 1,6). Возможна и комбини-
рованная схема получения заготовок,
когда процесс ведут с расплавлением
расходуемых электродов . и кусковых
материалов. Такую схему применяют,
например, в случае необходимости
проведения дополнительного легиро-
вания металла расходуемых электро-
дов в процессе плавки до требуемого
химического состава.
Схема с жидкой завалкой (см.
рис. 1, в) предусматривает заливку в
тигельную печь, где уже наведена шла-
ковая ванна, металла, приготовлен-
ного в другом плавильном агрегате
(дуговой или индукционной печи).
К достоинствам схемы с жидкой
завалкой следует отнести минимальные
затраты на приготовление исходных
материалов.
Подготовка расходуемых электродов,
необходимых для работы по двум из
четырех описанных технологических
схем, сводится, как правило, к сварке
между собой отдельных кусков ших-
товых материалов и приварке инвен-
тарной головки (см. рис. 10), служа-
щей для закрепления электрода в ме-
ханизме подачи его в зону плавки.
Рекомендуется зачистить поверхно-
сти электродов от окалины, образо-
Технологичес
e основы процессов электрошлакового лнтья
403
I
лг
i >
S
4
> •
вавшейся при огневой резке шихты,
и ржавчины. Основные требования
к расходуемым электродам, исполь-
зуемым в ЭШТП: сечение электрода
должно соответствовать коэффициенту
запдлнения плавильного тигля (отно-
шение площади сечения расходуемого
электрода к площади рабочего про-
странства плавильного тигля) не ме-
нее 0,1; сечение и кривизна электродов
должны обеспечивать их свободную
подачу в зону плавки. Масса расхо-
дуемого электрода может быть меньше,
равна или больше массы накапливае-
мого в тигле металла. В первом случае
после сплавления одного расходуемого
электрода по ходу плавки заменяют его
на новый, во втором — электрод цели-
ком служит для приготовления необ-
ходимой порции металла и в третьем —
один электрод применяют для полу-
чения нескольких порций металла.
Химический состав электрода не
обязательно должен соответствовать
химическому составу будущей от-
ливки.
возможно дополнительное легирова-
ние металла по ходу плавки. Допу-
скается также применение расходуе-
мых электродов, состоящих из ку-
сков различного химического состава,
при условии, что их обобщенный хими-
ческий состав соответствует требуе-
мому.
Подготовка кусковых материалов
или стружки сводится к их очистке от
масла, грязи и других загрязнений,
а также к сушке и сортировке кусков
по размерам.
В качестве шлаков для ЭШТП при-
меняют выпускаемые промышленно-
стью серийно низкофтористые и бес-
фтористые шлаки специального со-
става, обладающие высокой рафини-
рующей способностью, обеспечивающие
минимальное взаимодействие с мате-
риалом тигля в процессе плавки,
хорошую поверхность отливки и вы-
сокое качество металла.
Подготовка поставляемых промыш-
ленностью предварительно плавленых
шлаков (флюсов), как правило, вклю-
чает в себя их прокалку, которая яв-
ляется обязательной операцией при
работе с флокеночувствительными ста-
лями. После прокалки флюс хранят
в печи или специальном термосе. Срок
хранения минимальный.
Прокалку обычно осуществляют на
специальных поддонах в электрических
печах при температуре 800—850 °C
в течение 4—4,5 ч.
Количество шлака на плавку назна-
чают с учетом сечения плавильного
пространства тигля и сечения расхо-
дуемого или нерасходуемого электрода.
Процесс ЭШТП начинают с наведе-
ния в тигле шлаковой ванны. При
этом расплавление шлака проводят
либо непосредственно в плавильном
тигле (твердый старт), или же в отдель-
ном тигеле-ковше с последующей за-
ливкой в плавильный тигель (жидкий
старт). Целесообразность применения
той или иной технологии определяют
отдельно в каждом конкретном случае.
Предварительное расплавление шла-
ка в графитовом тигле может быть
использовано для его рафинирования
по сере и фосфору. В процессе плавле-
ния в шлаке снижается содержание
влаги, а значит, и уменьшается опас-
ность повышения содержания водорода
в металле. В то же время при работе
с твердым стартом не требуется спе-
циального оборудования для распла-
вления и транспортирования жидкого
шлака, исключаются значительные рас-
ходы на приобретение графитовых
тиглей и графитовых электродов (до
30—40 р. на тонну металла), исклю-
чаются операции по заливке шлака
в тигель, а также потери шлака в виде
настылей в графитовом тигле и зали-
вочной воронке и пр. Кроме того, при
работе с твердым стартом, когда плав-
ление шлака и прогрев тигля проис-
ходят постепенно, футеровка плавиль-
ного тигля не испытывает таких теп-
ловых ударов, как при заливке пере-
гретого шлака, что существенно (в
1,5—2 раза) повышает ее стойкость.
Для осуществления твердого старта
к нижнему торцу расходуемого элек-
трода, например, приваривается тон-
кий (20—50 мм) стальной стержень,
прижимаемый перед плавкой к подо-
вому электроду тигля. После включе-
ния напряжения возникает дуга, кото-
рая расплавляет первые порции нахо-
дящегося вокруг стержня твердого
шлака. После наведения шлаковой
ванны минимального объема процесс
404
ЭЛ ЕКТРОШЛ АКОВОЕ ЦЕНТРОБЕЖНОЕ И КОКИЛЬНОЕ ЛИТЬЕ
проводят в бездуговом электр©шла-
ковом режиме. При этом вначале сплав-
ляют стержень-затравку, а затем начи-
нают плавить расходуемый электрод.
В процессе плавления металла одно-
временно • происходит расплавление
требуемого количества шлака.
Аналогичным образом шлаковая ван-
на наводится при переплаве кусковой
шихты с помощью нерасходуемого
электрода. Подачу в зону плавки
расходуемых электродов осуществляют
с помощью установки, аналогичной
печи ЭШТП.
Подачу кусковых шихтовых мате-
риалов или стружки с заданной ско-
ростью выполняют с помощью специ-
альных дозаторов. Скорость подачи
зависит в основном от объема тигля,
размеров кусков и химического со-
става переплавляемого материала.
В качестве нерасходуемых электродов
применяют в зависимости от переплав-
ляемого материала неохлаждаемые гра-
фитовые или водоохлаждаемые метал-
лические конструкции. При работе
с высокоуглеродистыми сталями (ша-
рикоподшипниковыми, быстрорежу-
щими, валковыми), чугунами, а также
медью и ее сплавами используют обыч-
но графитовые электроды. При пере-
ть
1700
1600
1500
0 Z00 <100 600 000 Т^С
плаве материалов с низким содержа-
нием углерода применяются водоох-
лаждаемые нерасходуемые электроды.
Подачу металла при «жидкой за-
валке» проводят с помощью стандарт-
ных литейных промежуточных ков-
шей.
Регулирование процесса ЭШТП при
заданных глубине шлаковой ванны и
сечениях электрода и тигля сводится
к поддержанию требуемого электриче-
ского режима (рабочего тока и напря-
жения на шлаковой ванне) плавки,
который должен обеспечивать необхо-
димую температуру расплава (шлак—
металл) в процессе плавки и к моменту
разливки.
Превышение температуры расплава
свыше оптимальной вызывает значи-
тельный угар легкоокисляющихся эле-
ментов, входящих в состав переплав-
ляемого металла, отрицательно ска-
зывается на качестве металла, резко
усиливает износ огнеупорной футеров-
ки, увеличивает опасность возникнове-
ния горячих трещин на отливке, а
также приварки отливки к форме.
Недостаточная температура системы
может послужить причиной образова-
ния настыли на дне плавильного тигля,
засора отливки шлаковыми включе-
П00
1500\______i_______i_______i_______L_
40 50 60 Upit, В
Рис. Ю. Зависимость температуры жидкого металла при ЭШТП от основ-
ных параметров процесса:
Тм, Тф — температура соответственно металла и футеровки; Нш — глубина шла-
ковой ванны
40Б
, Технологически* основы процессов электрошлакового литья
------------------------------------------------------—-----
ниями и ухудшения качества ее по-
верхности.
Рабочий ток /раб и напряжение
t/раб назначают индивидуально в каж-
дом kконкретном случае, исходя из
сечений электрода и плавильного тиг-
ля, а также из химического состава
переплавляемого металла с учетом их
различного влияния на температуру
металла (рис. 10). Для этого исполь-
зуют эмпирические и расчетные номо-
граммы (рис. 11).
Процесс плавки заканчивают после
сплавления расходуемого электрода
(одного или нескольких) заданной
массы или после подачи в плавильный
тигель требуемого количества куско-
вой шихты, стружки или жидкого
металла. В случае переплава расхо-
дуемых электродов сигналом к пре-
кращению процесса может служить
сплавление электрода до отметки на
его поверхности или же до инвентар-
ной головки.
Если расходуемый электрод рассчи-
тан на одну плавку, дозирование
исходного металла не вызывает за-
труднений. Однако удобнее и эконо-
мичнее готовить электрод сразу на
несколько плавок с учетом грузоподъ-
емности устройства для подачи расхо-
дуемых электродов в зону плавки.
При использовании электродов по-
стоянного поперечного сечения разде-
ление металла на порции, соответ-
ствующие массе каждой плавки, может
осуществляться по меткам, наносимым*
на его поверхности. При переплаве
электродов переменного сечения, на-
пример, собранных из отработавших
деталей наиболее удобно пользоваться
датчиками массы расходуемого элек-
трода, аналогичными применяемым в
современных печах ЭШП.
После накопления в плавильном
тигле заданной порции жидкого ме-
талла плавку прекращают и проводят
заливку расплава в литейные формы.
При этом масса заливаемого в форму
(формы) металла практически пол-
ностью соответствует массе расплавлен-
ной части расходуемого электрода или
массе поданных в тигель кусковых
материалов (стружки). При этом рас-
ходный коэффициент от исходного ме-
талла к отливке составляет 1,03—
1,05.
йзл,"" U, в
Рис. 11. Номограмма (схема) для
определения рабочих параметров плав-
ки при ЭШТП:
- диаметр электрода; d,—de — ди а-
owl А О
метры тигля
Заливка металла в формы при ЦЭШЛ
и ЭКЛ. Наиболее часто заливку ме-
талла в формы при ЦЭШЛ и ЭКЛ
осуществляют через носик плавиль-
ного тигля при его повороте вокруг
горизонтальной оси (см. рис. 2). В этом
случае в форму поступает, как пра-
вило, металл вместе со шлаком, ис-
пользованным в процессе плавки. При-
чем вначале идет только шлак, а затем
металлошлаковая смесь, относительное
содержание шлака в которой непре-
рывно снижается (рис. 12). Тем не
Время заливки, °/о
Рис. 12. Изменение содержания доли
шлака и металла в струе расплава,
заливаемого в форму при ЦЭШЛ:
V — текущий объем шлака; У__ — теку-
Ш м
щий объем металла; V,— V» — объемы
шлака
406
ЭЛ ЕКТРОШЛ АКОВОЕ ЦЕНТРОБЕЖНОЕ И КОКИЛЬНОЕ ЛИТЬЕ
Рис. 13. Схемы отсечки (а) и перека-
чивания (б) шлака при ЭШТП:
1 — плавильный тигель; 2 — жидкий ме-
талл; 3 — жидкий шлак; 4 —- шлако-
провод; 5 —- приемная емкость
менее, шлак в большем или меньшем
количестве присутствует до самого
конца заливки, защищая металл от
взаимодействия с атмосферой.
В ряде случаев шлак полностью
или частично отсекают (рис. 13, а)
или перекачивают (рис. 13, б) из пла-
вильного тигля, и в литейную форму
поступает металл с минимальным ко-
личеством шлака или вовсе без него.
Возможна заливка металла со шлаком,
приготовленным в отдельном агрегате.
Технологические схемы заливки ме-
талла в формы при ЦЭШЛ и ЭКЛ
существенно отличаются друг от друга.
При ЭКЛ обычно применяют схему,
в соответствии с которой расплав пере-
ливают из тигля в закрепленный на
его носике кокиль при их совместном
повороте относительно горизонтальной
оси (см. рис. 2, б). Шлак, первым
попадая в относительно холодные же-
лоб и кокиль, покрывает их слоем
гарнисажа, толщина которого зависит
от температуры шлака и формы, а
также материала формы. Затем в форму
поступает металл, защищенный сверху
слоем шлака. Металл заполняет форму,
вытесняя вверх оставшийся жидким
шлак, который собирается на свобод-
ной поверхности, образуя слой, утеп-
ляющий металл в процессе кристалли-
зации. Это предохраняет отливку от
образования закрытой усадочной ра-
ковины (рис. 14). По окончании за-
ливки форму отсоединяют от плавиль-
ного тигля, который возвращается
в исходное положение для осуществле-
ния следующей плавки.
Применяют также одновременную
заливку двух или более литейных
форм. В этом случае вдоль стенки
тигля в одной плоскости устанавли-
вают несколько разливочных носков,
на которые крепят формы. При пово-
роте носки одновременно и равномерно
заполняются шлаком и металлом (см.
рис. 6). Может быть выполнена и раз-
ливка в многоместные формы.
Рис. 14 . Сечение отливки, полученной ЭКЛ, закристаллизовавшейся под слоем
шлака (а) и без него (6)
ТехнологичесЛе основы процессов электрошлакового литья
407
Рис. 15. Встречное движение шлака и металла в малом заливочном отверстии
литейной формы на заключительном этапе заливки при ЦЭШЛ:
а — нормальная заливка; б — струя металла велика (необходимо уменьшить диаметр
отверстия в заливочной воронке); 1 — жидкий металл; 2 — жидкий шлак; 3 — литей-
ная форма
При ЦЭШЛ наиболее распростра-
нена технология, предусматривающая
заливку металла во вращающуюся
форму через промежуточную воронку
вместе со шлаком, использованным
в процессе тигельной плавки. Посту-
пая первым в форму, жидкий шлак
вовлекается во вращение, отбрасы-
вается центробежными силами на пе-
риферию и покрывает лиоо всю боко-
вую поверхность формы, либо соби-
рается в наиболее отдаленных от оси
вращения зонах, что зависит от кон-
фигурации стенок (см. рис. 4, о и б).
Поступающий вслед за ним в форму
металл вытесняет шлак как более лег-
кий к оси вращения. В зависимости от
объема металла и формы шлак либо
остается на свободной поверхности
отливки, либо вытесняется из формы.
Оставшись на свободной поверхно-
сти отливки, шлак утепляет отливку
так же, как и при ЭКЛ. Обогрев шла-
ком предотвращает встречную кри-
сталлизацию металла и возникновение
в отливках закрытой усадочной рако-
вины, а также предохраняет свобод-
ную поверхность отливок от окисле-
ния. Поэтому диаметр заливочного
отверстия формы выбирают таким,
чтобы на свободной поверхности от-
ливки остался слой шлака, достаточ-
ный для утепления.
Большое значение при центробежном
литье полых заготовок имеет форма
их внутренней поверхности. При го-
ризонтальной оси вращения формы
эта поверхность является цилиндром,
а при вертикальной — параболоидом
вращения, который может быть опи-
сан следующим уравнением:
0)2 / п X 2
где со — угловая скорость вращения,
с-1; г — радиус, м; п — частота вра-
щения, мин"1.
Анализ уравнения показывает, что
форма свободной поверхности отливок
при ЦЭШЛ зависит только от скорости
вращения формы и не зависит от плот-
ности материала и присутствия шлака
на свободной поверхности.
При получении с помощью ЦЭШЛ
отливок с малым центральным отвер-
стием (отношение диаметра отверстия
к его высоте менее 0,7) или высоких
отливок геометрия формы выбирается
такой, чтобы весь шлак, кроме иду-
щего на образование гарнисажа, уда-
лялся из нее. Для этого заливочное
отверстие выполняют диаметром, близ-
ким к требуемому диаметру осевого
отверстия литой заготовки. Получают
такие заготовки, как правило, на
центробежных машинах с вертикаль-
ной осью вращения литейной формы.
На заключительном этапе заполнения
формы в заливочном отверстии про-
исходит встречное движение посту-
пающего в форму металла и выходя-
щего наружу шлака. Для нормального
заполнения формы необходимо, чтобы
встречные потоки не соприкасались
друг с другом (рис. 15). В противном
случае произойдет запирание отверстия
шлаком и внутри отливки образуется
шлаковая пробка.
408
ЭЛ ЕКТРОШЛАКОВОЕ ЦЕНТРОБЕЖНОЕ И КОКИЛЬНОЕ ЛИТЬЕ
Рис. 16. Схема получения отливки
ЦЭШЛ при образовании шлаковой
пробки:
а — пробка находится в теле отливки;
б — пробка выведена в надставку в форме;
1 — шлаковая пробка; 2 — верхняя полу-
форма; 3 — шлаковый гарнисаж; 4 —
отливка; 5 — нижняя полуформа; ^вн —
диаметр отверстия в детали
Для предотвращения этого явления
необходима тщательная центровка за-
ливочных отверстий в воронке и фор-
ме, а также правильный выбор диа-
метра заливочного отверстия в во-
ронке. Возможно скачивание части
шлака или его отсечка перед заливкой
(см. рис. 13). В ряде случаев на
верхней части отливки выполняют
небольшую прибыльную часть, куда
удаляются остатки шлака (рис. 16).
При ЦЭШЛ накопленный в плавиль-
ном тигле металл заливают в одну или
несколько форм (многопозиционная или
многопостовая разливка), суммарный
объем которых равен объему нако-
пленного металла. Благодаря приме-
нению тиглей относительно большего
(чем при однопостовой заливке) объема
повышаются производительность про-
цесса и его технико-экономические
показатели. С помощью специальных
технологических и конструктивных мер
шлак делится равномерно между всеми
формами. Каждая из форм вращается
вокруг своей оси с заданной ско-
ростью.
Многопостовую разливку осуществ-
ляют как при повороте тигля и выпу-
ске металла через носик, так и при
донном выпуске металла. При донном
выпуске, который применяют как при
ЦЭШЛ, так и при ЭКЛ, металл посту-
пает в литейную форму либо совсем
без шлака (см. рис. 2, в) (процесс за-
ливки в этом случае ничем не от-
личается от процесса заливки при
традиционных способах литья), либо
со шлаком, приготовленным в отдель-
ном агрегате.
Такая технологическая схема, со-
храняя все преимущества совместной
заливки металла со шлаком (образова-
ние гарнисажа на поверхности формы,
обработка металла шлаком в форме,
утепление отливки шлаком в процессе
кристаллизации) позволяет достаточно
просто осуществить непрерывную плав-
ку. Для этого после заполнения литей-
ной формы отверстие в тигле закры-
вают и плавка продолжается с исполь-
зованием того же шлака. При этом
повышается производительность бла-
годаря снижению межплавочных про-
стоев и постоянному поддержанию
тигля в нагретом состоянии.
Выпуск металла без шлака особенно
перспективен при литье в керамиче-
ские формы как вращающиеся, так
и неподвижные, которые не требуют
нанесения на их поверхность специ-
альных защитных покрытий, а также
при литье различных фасонных изде-
лий, когда попадающий в форму шлак
может препятствовать заполнению ме-
таллом отдельных мелких полостей.
В этом случае заполнение литейных
форм осуществляют так же, как и при
традиционных способах литья, но
вместо металла из электродуговой или
индукционной печи применяют более
чистый по вредным примесям и газам
электрошлаковый металл, что суще-
ственно повышает качество получаемых
отливок. Кроме того, электрошлако-
вые тигельные печи при достаточно
малой мощности позволяют перепла-
влять довольно крупную шихту самой
различной конфигурации (отбракован-
ные детали, инструмент и пр.) прак-
тически без какого-либо угара леги-
рующих элементов.
Технологические основы процессов электрошлакового литья
400
Кроме того, при литье в кокиль при-
меняют еще одну схему — так назы-
ваемое электрошлаковое кокильное
литье черпанием (ЭКЛЧ). В этом слу-
чае электрошлаковая плавка идет без
остановки, а необходимая порция ме-
талла как бы вычерпывается из шла-
кового тигля (см. рис. 8). При погру-
жении в расплав, состоящий из металла
и используемого при плавке шлака,
кокиль вначале проходит через шлак,
покрываясь слоем гарнисажа, а затем
зачерпывает порцию металла. Вели-
чину зачерпнутой порции определяют
глубиной погружения кокиля в ме-
талл.
При извлечении из тигля кокиль
с металлом снова проходит через шлак,
который заполняет остаток объема
над металлом. После затвердевания
полученная отливка вытряхивается из
кокиля и весь цикл получения заго-
товок повторяется.
Кристаллизация отливок при ЦЭШЛ
и ЭКЛ. Отличительной особенностью
условий кристаллизации отливок при
ЭКЛ и ЦЭШЛ является наличие на
наружной поверхности отливок слоя
шлакового гарнисажа и слоя шлака на
их свободной поверхности, действу-
ющего как утеплитель.
Гарнисаж на поверхности отливок,
имеющий обычно толщину 2—40 мм,
служит термическим сопротивлением
тепловому потоку, идущему от рас-
плавленного металла к стенкам литей-
ной формы и окружающей среде. Это
сопротивление больше сопротивления,
создаваемого антипригарными краска-
ми, йаносимыми на поверхность форм
при литье в кокиль или при центро-
бежном литье, и существенно меньше,
чем сопротивление облицовок или фор-
мовочных смесей при литье в облицо-
ванный кокиль или песчано-глини-
стую форму (наиболее близки условия
охлаждения отливок при ЦЭШЛ и
ЭКЛ к условиям охлаждения слитков
и отливок при ЭШП и ЭШЛ). Поэтому
скорость теплоотвода, а значит, и
кристаллизации заготовок при ЦЭШЛ
и ЭКЛ несколько меньше, чем при
традиционных способах литья в ко-
киль и центробежном в металличе-
ские формы с защитными антипригар-
ными покрытиями и значительно выше,
чем при литье в песчано-глинистые
Рис. 17. Параметры кольцевой*отлив-
ки, получаемой ЦЭШЛ
формы или центробежном литье с при-
менением сыпучих материалов.
Значительную роль при кристалли-
зации отливок играет слой шлака,
образующийся на их свободной по-
верхности. Толщина этого слоя, необ-
ходимого для предотвращения обра-
зования закрытой усадочной раковины,
зависит от конфигурации и размеров
получаемой заготовки’. Так, при ЦЭШЛ
толщина такого слоя должна со-
ставлять не менее половины диаметра
окружности, вписанной в наибольшее
сечение отливки (рис. 17). При ЦЭШЛ
наличие шлакового утепления осо-
бенно важно при получении отливок
с большим (большим 1,0) отношением
диаметра Do центрального отверстия
к высоте Н свободной поверхности
(высоте отверстия). При уменьшении
отношения. DjH роль шлакового слоя
снижается и приРо//7^0,7 могут быть
получены бездефектные отливки и без
шлака на свободной поверхности. Это
связано со снижением теплоотвода при
уменьшении относительной величины
центрального отверстия (рис. 18).
Защита свободной поверхности от-
ливки от окисления осуществляется
даже при минимальной (5—10 мм)
толщине шлакового слоя.
Интенсивный теплоотвод от наруж-
ных поверхностей и утепление сво-
бодной поверхности определяют четко
выраженный направленный характер
кристаллизации отливок (рис. 19). При
этом, как правило, в сечении отливок
наблюдаются две зоны: наружная —
мелких равноосных кристаллов тол-
щиной (в зависимости от размеров
отливки) 3—15 мм и внутренняя —
столбчатых кристаллов, распростри-
410 ЭЛ ЕКТРОШЛ АКОВОЕ ЦЕНТРОБЕЖНОЕ И КОКИЛЬНОЕ ЛИТЬЕ
Рис. 18. Схемы теплоотвода со свободной поверхности отливки ЦЭШЛ с боль-
шим Do (а) и малым D (б) внутренними отверстиями:
<7из» — теплоотвод соответственно при излучении и конвекции
i
няющихся на всю остальную толщину
отливки.
Такие зоны образуются в отливках,
заливаемых в форму вместе со шла-
ком. При заливке металла без шлака
кристаллизация не отличается от кри-
сталлизации при традиционных спо-
собах литья и поэтому не рассматри-
вается. По окончании процесса кри-
сталлизации отливки удаляют из ли-
Рис. 19. Типичные макротемплеты от-
ливок ЦЭШЛ (а) и ЭКЛ (б).
Отливки из стали типа 16ХНЗМА
t
Конструирование отливок ЦЭШЛ и ЭКЛ
411
тейных форм, очищают от шлакового
гарнисажа, после чего их подвергают
дальнейшей обработке.
3. Конструирование
отливок ЦЭШЛ и ЭКЛ
и выбор технологической
схемы их получения
С помощью ЦЭШЛ и ЭКЛ можно
получать заготовки различной конфи-
гурации с минимальными припусками
на обработку резанием. При выборе
технологической схемы литья и кон-
струировании отливок необходимо учи-
тывать конфигурацию получаемых де-
талей и такие особенности процессов
ЦЭШЛ и ЭКЛ, как наличие шлакового
гарнисажа на принудительно форми-
руемых поверхностях заготовок и уте-
пляющего слоя шлака на их свободной
поверхности *.
На первом этапе следует определить,
какое число деталей изготовляют из
каждой литой заготовки.
Достаточно крупные отливки (мас-
сой 70—80 кг и более) с развитой
наружной поверхностью целесообразно
получать в отдельных формах. При-
мерами таких отливок могут служить
отливки для изготовления крановых
колес (рис. 20, а), катков тяжелых
бульдозеров (рис. 20, б) или тройни-
ков (рис. 20, в). Отливки меньшей мас-
* Отливки ЦЭШЛ и ЭКЛ, залива-
емые в литейную форму без шлака,
в этом параграфе не рассматриваются,
так как их конструирование не от-
личается от конструирования отливок,
получаемых традиционными методами
литья.
Рис. 20. Различные отливки ЦЭШЛ:
i крановое колесо, б — каток тяжелого
бульдозера, в — тройник
412 ЭЛ ЕКТРОШЛ АКОВОЕ ЦЕНТРОБЕЖНОЕ И КОКИЛЬНОЕ ЛИТЬЕ
Рис. 21. Отливки шип-па-
тронов, получаемые спо-
собом ЭКЛ
сы формируются в многоместных фор-
мах. Например, восемь штамповых
вставок можно одновременно получить
на агрегате ЦЭШЛ (см. рис. 4) или
шесть шип-патронов — в одной форме
на агрегате ЭКЛ (рис. 21).
На агрегатах ЦЭШЛ в многоместных
формах получают и неосесимметричные
отливки. В этом случае их распола-
гают так, чтобы система в целом была
уравновешена относительно оси вра-
щения (см. рис. 4).
При получении методом ЦЭШЛ коль-
цевых заготовок или заготовок с боль-
шим центральным отверстием (DolH >
> 1) в случае малой толщины стенки
отливки (см. рис. 19) (отношение диа-
метра do наибольшей вписанной в се-
чение отливки окружности к высоте Н
отливки практически не превышает
djH 0,24-0,3) усадочные дефекты,
как правило, не наблюдаются. Такие
отливки могут быть получены как
Рис. 22. Отливка, получаемая ЦЭШЛ,
для изготовления нескольких деталей:
D -- диаметр отверстия; Н — высота от-
ливки; h — высота отдельной детали
с утепляющим слоем шлака на сво-
бодной поверхности отливки, так и без
него. Хотя шлак в любом случае за-
щищает металл от окисления в про-
цессе кристаллизации.
При увеличении относительной тол-
щины отливки более указанных зна-
чений для предотвращения образова-
ния дефектов необходимо присутствие
шлака на свободной поверхности от-
ливки. Толщина слоя шлака должна
составлять не менее (0,54-0,6)dQ. С по-
мощью утепления шлаком удается
подавлять усадочные дефекты в отлив-
ках с d0/H С 0,5-40,6.
В описанных случаях возможно
получение качественных отливок в од-
номестных формах, что необходимо
учитывать при их конструировании.
Дальнейшее увеличение относитель-
ной толщины отливки, несмотря на
наличие утепляющего слоя шлака,
неизбежно приводит к возникновению
усадочных дефектов в виде раковин и.
пористости. При наличии шлака на
свободной поверхности он может про-
никнуть в образующуюся раковину,
что затрудняет последующую обработ-
ку резанием. Избежать этого дефекта
можно при таком увеличении высоты
отливок, чтобы из одной заготовки
получалось несколько деталей (рис. 22).
При ЦЭШЛ плоских отливок, у ко-
торых толщина стенки намного больше
высоты Н, на отливке выполняют не-
большую прибыльную часть (см.
рис. 16, б). Находящийся в этой части
металл служит для питания отливки
Конструирование отливок ЦЭШЛ и ЭКЛ
413
в процессе кристаллизации, что позво-
ляет так же, как и в предыдущем слу-
чае, избавиться от усадочных дефектов.
Аналогичным образом, т. е. выпол-
няя небольшую прибыльную часть на
отливке, получают ЦЭШЛ отливки
с минимальным (например, диаметром
40—50 мм) центральным отверстием
или же вообще без него (см. рис. 20).
Размеры прибыли определяют для
каждого конкретного случая при соста-
влении чертежа отливки. Однако при
ЦЭШЛ (в отличие от традиционных
способов литья), благодаря специфиче-
ским условиям охлаждения и кристал-
лизации отливок, объем прибыльной
части невелик и обычно составляет
всего несколько процентов от объема
заготовки и не оказывает существен-
ного влияния на коэффициент исполь-
зования металла. Так, при ЦЭШЛ
крановых колес, когда собственная
масса отливки составляет 540—560 кг,
масса прибыльной части не превышает
30—35 кг, т. е. около 6% массы отлив-
ки. Заготовки типа тройника или кор-
пуса арматуры могут отливаться как
в одноместные, так и в многоместные
формы. При этом массивные (более
100 кг) заготовки простой формы полу-
чают в одноместных металлических
формах (рис. 23), а для получения не-
больших заготовок применяют много-
местные формы.
Следующим этапом после определе-
ния числа заготовок, получаемых в од-
ной форме, или числа деталей, изго-
товляемых из одной заготовки, яв-
ляемся определение конфигурации от-
ливок.
Наружная поверхность отливок, как
правило, соответствует конфигурации
получаемых деталей при припуске на
обработку резанием, не превышающем
3—5 мм. Высокое качество поверхно-
стей заготовок при ЦЭШЛ и ЭКЛ
позволяет использовать их в литом
виде, подвергая обработке резанием
только посадочные поверхности или
поверхности под сварку, что необхо-
димо учитывать при конструировании
отливок.
Уклоны на параллельных оси вра-
щения поверхностях, обеспечивающие
свободное удаление отливки из формы
благодаря наличию шлакового гарни-
сажа между отливкой и формой,
Рис. 23. Схема ЦЭШЛ заготовок
тройников:
1 — жидкий металл; 2 — жидкий шлак;
3 — плавильный тигель; 4 — литейная
форма; 5 — отливка
невелики. Обычно их назначают в пре-
делах 1—2°. При достаточно коротких
отливках, когда перепад диаметров по
высоте отливки из-за указанного ук-
лона оказывается меньше толщины
шлакового гарнисажа, можно не пре-
дусматривать уклоны. Без уклонов
можно отлить короткие или низкие
(HID < 0,5) отливки и большого диа-
метра (D 400—500 мм), когда обра-
зующийся при усадке зазор между
формой и отливкой обеспечивает сво-
бодное удаление последней из формы.
Для свободного удаления частей
литейных форм, образующих различ-
ные впадины на поверхностях, на
отливке необходимо предусмотреть со-
ответствующие уклоны, равные 15—
20° (рис. 24).
При конструировании отливок реко-
мендуется избегать острых углов на
их поверхностях, являющихся кон-
центраторами напряжений или источ-
ником появления трещин. Однако об-
разующийся между отливкой и фор-
мой шлаковый гарнисаж при ЦЭШЛ
и ЭКЛ сглаживает острые углы и авто-
матически обеспечивает радиусы пере-
414
ЭЛ ЕКТРОШЛ АКОВОЕ ЦЕНТРОБЕЖНОЕ И КОКИЛЬНОЕ ЛИТЬЕ
Рис. 24. Отливка с впадинами на
ружной поверхности,
ЦЭШЛ
на-
получаемая
хода 3—4 мм, что оказывается ‘доста-
точным для предотвращения трещин.
Большие радиусы при необходимости
оформляются литейной оснасткой.
Припуски на размеры свободных по-
верхностей отливок при ЦЭШЛ и ЭКЛ
зависят от точности дозирования коли-
чества заливаемого в форму металла.
Кроме того, на свободной поверхности
располагается образующаяся при кри-
сталлизации отливки утяжина. Все
это, а также и то, что свободная по-
верхность отливок при ЦЭЩЛ имеет
вид параболы, следует учитывать при
составлении чертежа отливки.
Рекомендации, касающиеся припу-
сков на размеры и уклонов наруж-
ных поверхностей заготовок, могут
быть применены и при конструирова-
нии отливок, получаемых в много-
местных формах. Как уже указывалось
выше, при составлении чертежей от-
ливок. получаемых ЦЭШЛ, в этом
случае необходимо отдельные части
располагать таким образом, чтобы
система в целом была уравновешена
относительно оси вращения. При этом
желательно, чтобы к оси вращения была
обращена наиболее массивная часть
заготовки. С целью подавления ликва-
ционных явлений заготовки распола-
гают таким образом, чтобы их протя-
женность в радиальном направлении
была минимальной.
В многоместных формах при ЦЭШЛ
получают заготовки как сплошного
поперечного сечения, так и полые.
Внутренняя полость полых заготовок
в этом случае формируется предусмо-
тренными в формах вставками.
4. Оборудование
для ЦЭШЛ и ЭКЛ
Оборудование для ЦЭШЛ и ЭКЛ
в соответствии с выполняемыми им
технологическими операциями можно
подразделить на следующие основные
группы:
оборудование для электрошлакового
расплавления и накопления жидкого
металла (электрошлаковые тигельные
печи);
устройства для разливки металла и
шлака из плавильных тиглей в литей-
ные формы;
оборудование и оснастка для фор-
мирования и кристаллизации отливок;
системы контроля и управления;
вспомогательное оборудование и уст-
ройства.
Электрошлаковая тигельная печь со-
стоит из плавильного тигля, устройства
для подачи исходного металла (шихты)
в плавильный тигель, источника пита-
ния и соединительных силовых ка-
белей.
В качестве электрошлаковых ти-
гельных печей можно использовать
как специализированные агрегаты, так
и существующие электрические дуго-
вые печи, футерованные стойкими к
используемым шлакам огнеупорами.
Возможно применение оборудования,
предназначенного для ЭШП или ЭШЛ
и снабженного специальными плавиль-
ными тиглями.
Плавильный тигель конструктивно
представляет собой металлический ко-
жух, футерованный изнутри огнеупор-
ными материалами (рис. 25). Рабочая
зона тигля, в которой происходит
электрошлаковый процесс — так назы-
ваемое плавильное пространство, мо-
жет быть прямоугольным, многогран-
ным или круглым. Это зависит в ос-
новном от типа применяемых для футе-
ровки огнеупорных материалов. При
использовании прямоугольных стан-
дартных огнеупорных кирпичей пла-
вильное пространство в сечении имеет
вид многоугольника, а при использо-
вании клиновых кирпичей или набив-
ной футеровки оно круглое или оваль-
ное.
При выплавке стали в качестве фу-
теровки используют в основном стан-
дартные магнезитовые изделия, а при
Оборудование для ЦЭШЛ и ЭКЛ
415
плавке меди и медных сплавов — графи-
тизированные материалы. В ряде слу-
чаев можно применять кальцитовую
футеровку и кислые огнеупорные мате-
риалы, например динас. Размеры пла-
вильного пространства выбирают ис-
ходя из экспериментально установлен-
ного соотношения H/DT ж 0,6н-1,0,
где /7Т — высота плавильного про-
странства; Z)T — 1/45/л — приведен-
ный диаметр его основания; S —
площадь основания.
Снизу плавильное пространство ти-
гля замыкается футерованной подиной.
В ней расположены .подовые электро-
ды, соединяющие металлическую ванну
с источником питания. Размеры и
расположение подовых электродов за-
висят от формы и размеров плавильного
пространства, параметров используе-
мых расходуемых (или нерасходуемых)
электродов, режима плавки и других
факторов. В общем случае форму и
размеры подовых электродов выбирают
такими, чтобы обеспечить минимальное
их проплавление в процессе ЭШТП
и минимальное охлаждающее воздей-
ствие на ванну жидкого металла.
Плавильные тигли электрошлако-
вых печей выполняют, как правило,
неохлаждаемыми. Обычно охлаждаются
только отдельные наиболее нагружен-
ные элементы, такие, как подовые
электроды, а в ряде случаев — и
боковые панели.
Плавильные тигли, из которых за-
ливку металла и шлака осуществляют
при их повороте вокруг горизонталь-
ной оси (см. рис. 25, а), имеют обычно
носик на верхнем фланце. В случае
донного выпуска металла в стенке или
днище тигля выполняют отверстия,
снабженные специальными шиберными
затворами (см. рис. 25, б).
Тип устройства для подачи исход-
ного металла в плавильную зону зави-
сит от применяемого материала. В слу-
чае переплава расходуемых электро-
дов эти устройства аналогичны приме-
няемым при ЭШП и ЭШЛ [1, 3].
Обычно это установленная на станине
колонна, по которой перемещается
тележка с закрепленным на ней элек-
тродом (рис. 26).
Для перемещения используют при-
воды, обычно снабженные либо двига-
а)
Рис. 25. Схемы плавильных тиглей,
в которых заливка металла выпол-
няется либо при повороте вокруг
горизонтальной оси (а), либо при
выпуске металла через отверстие в дон-
ной части (б):
1 — металлический кожух; 2 — футеров-
ка; 3 — подовые электроды; 4 — стопор
телями постоянного тока с тиристор-
ным преобразователем, либо двигате-
лями переменного тока, оснащенными
специальным устройством для их пе-
риодического кратковременного вклю-
чения,
Применяют также устройства на
гидроприводах. К их преимуществам
относятся простота и компактность
конструкции, а недостатком является
невысокая надежность при работе в
условиях металлургического произ-
водства.
Грузоподъемность устройства для
подачи расходуемых электродов в за-
висимости от технологической схемы
и данных конкретных условий может
быть выбрана большей, равной или
меньшей массы накапливаемого в пла-
вильном тигле металла. В первом
случае, когда используются тигли
вместимостью 150—300 кг, большая
грузоподъемность подающего механиз-
ма позволяет применять расходуемые
электроды, рассчитанные на несколько
(на две—пять) плавок. Тем самым
уменьшаются расходы на приготовле-
ние электродов, снижаются трудозатра-
ты и экономится время на смену элек-
тродов.
При работе с тиглями большей вме-
стимости грузоподъемность обычно обе-
41в
ЭЛ ЕКТРОШЛ АКОВОЕ центробежное и кокильное литье
^77ГУУУУУУУУГУ7УУЗУУУУ /УУ УУУ'УУУ'УУУУУУ УУ7"УУУ УУУ УУУ УУУ УУУ У/
б)
Рис. 26. Схемы агрегатов:
а — для ЦЭШЛ; 6 — для ЭКЛ; 1 — центробежная машина; 2 — кантователь; 3 — транс-
форматор; 4 — колонна; 5 — расходуемый электрод; 6 — плавильный тигель; 7 — за
ливочная воронка; 8 — литейная форма
епечивает удержание и перемещение с
заданной скоростью электрода, рас-
считанного на одну плавку.
При накоплении в тигле значитель-
ного количества металла, а также при
ведении непрерывного процесса, на-
пример, по схеме ЭКЛ с черпанием
или ЦЭШЛ с периодическим донным
выпуском металла, целесообразно при-
менение устройств, в которых преду-
смотрена замена небольших электро-
дов по ходу плавки. Попеременная по-
дача расходуемых электродов позво-
ляет вести непрерывную плавку. На-
капливание значительных масс метал-
лов из небольших электродов обеспе-
чивает резкое уменьшение высоты и
грузоподъемности установки. При пе-
реплаве кусковой шихты и стружки
устройства для подачи исходных мате-
риалов включают в себя соответ-
ствующие бункера, транспортеры и
дозаторы. При необходимости в со-
ставе оборудования предусматривают
дробилки стружки, брикетировочные
прессы и др.
Для обеспечения ЭШТП с перепла-
вом кусковых материалов к шлаковой
ванне необходимо подвести электри-
ческий ток, что выполняется с по-
мощью нерасходуемых электродов. Для
этих целей могут быть испольсованы
подающие механизмы, предназначен-
ные т,ля перемещения в шлаковую
ванну расходуемых электродов. В спе-
циализированных установках для
ЭШТП с вводом кусковых материалов
целесообразно применять механизмы,
подающие нерасходуемые электроды,
более простого устройства, чем меха-
низмы,. подающие расходуемые элек-
троды. В этом случае печь комплек-
туют электродным постом, который
представляет собой поворотную ко-
лонну облегченного типа, снабжен-
ную перемещающейся кареткой. Кон-
струкция такого поста во многом сход-
на с конструкцией поста для расхо-
дуемого электрода, но в связи с ма-
лой массой и длиной нерасходуемого
электрода применяют короткую ко-
лонну малой грузоподъемности.
В случае работы электрошлаковой
тигельной печи на жидкой завалке,
т. е. с использованием жидкого ме-
талла, приготовленного в отдельном
Оборудование для ЦЭШЛ и ЭКЛ
417
Металлургическом агрегате (дуговой
или индукционной печи), исходный
металл подается в тигель либо не-
посредственно из разливочного ковша,
либо через футерованные желоба или
лй)бые другие металлопроводы.
Питание электрошлаковых тигель-
ных печей осуществляют по однофаз-
ной монофилярной, бйфиляркой или
трехфазной схеме 13]. Наиболее про-
стой, легко реализуемой и наиболее
часто используемой в небольших пе-
чах ЭШТП является однофазная моно-
филярная схема, которая позволяет
использовать электроды переменного
Поперечного сечения и сводит к ми-
нимуму расходы на их изготовление.
При работе по технологическим ва-
риантам с нагревом шлака и металла
нерасходуемыми электродами рас-
сматриваемая схема благодаря проте-
канию рабочего тока по цепи элек-
трод—металлическая ванна обеспечи-
. вает наиболее благоприятные усло-
вия тепловыделения в системе, при
Которой тепло выделяется как в про-
межутке между электродом и метал-
лической ванной, так и непосредствен-
но в жидком металле.
К недостаткам монофилярной одно-
Электродной схемы питания можно от-
нести большие индуктивные потери
ВО вторичной цепи. Избежать этого
можно при применении бифилярной
схемы питания или тока пониженной
частоты (3—5 Гц).
Вифилярная схема питания обеспе-
чивает более высокие по сравнению
С предыдущим случаем энергетические
Показатели процесса в результате
Йеныпения индуктивных потерь
в <р = 0,854-0,9). Однако при ра-
боте по бифилярной схеме предъяв-
ляются довольно жесткие требования
к постоянству сечения расходуемых
электродов, а также требуются спе-
циальные конструктивные и техноло-
гические меры для предотвращения
разбаланса при плавлении электро-
дов [3]. При подключении нерасхо-
дуемых электродов по бифилярной
схеме основная зона тепловыделения
располагается между электродами, что
не совсем благоприятно для нагрева
и поддержания в жидком состоянии
металла в тигле.
Определенным недостатком приме-
14 Ефжмов
нения однофазных схем, как монофи-
лярной, так и бифилярной, является
перекос нагрузки по отдельным фазам
питающей сети. Чтобы избежать этого,
отдельные плавильные агрегаты под-
ключают к различным фазам. Пол-
ностью избавиться от указанного не-
достатка позволяет применение трех-
фазных схем питания, которые исполь-
зуются в основном на крупных пе-
чах ЭШТП.
В зависимости от схемы питания
электрошлаковые тигельные печи осна-
щаются однофазными или трехфазны-
ми источниками питания, как правило,
промышленной частоты. Возможно ис-
пользование и низкочастотных (3—
5 Гц) источников.
Применяемые источники представ-
ляют собой специальные печные транс-
форматоры обычно с жесткой характе-
ристикой, имеющие регулируемое сту-
пенчато или плавно под нагрузкой вто-
ричное напряжение. Для разливки
металла и шлака при повороте пла-
вильного тигля применяют специаль-
ные кантователи с электромехани-
ческим или гидравлическим приводом.
При донном выпуске металла канто-
ватели не требуются, но вместо них
в конструкции предусматривают спе-
циальные устройства для выпуска
металла.
При ЦЭШЛ заливку металла во вра-
щающуюся форму осуществляют через
промежуточную воронку, не связан-
ную непосредственно ни с плавиль-
ным тиглем, ни с вращающейся фор-
мой. Располагать воронку удобно на
съемном или откатном защитном ко-
жухе центробежной машины.
При ЦЭШЛ формирование и кри-
сталлизация отливок происходят в ма-
шине центробежного литья, предназна-
ченной для вращения литейной фор-
мы (литейных форм) вместе с метал-
лом. Эти машины могут быть с вер-
тикальной, горизонтальной или на-
клонной осью вращения.
Центробежные машины, используе-
мые при ЦЭШЛ, в принципе, не отли-
чаются по конструкции от машин
обычного центробежного литья и со-
стоят из следующих основных узлов:
станины, установленных на ней под-
шипниковых опор, в которых вра-
щается вал-шпиндель с планшайбой;
418
ЭЛ ЕКТРОШЛАКОВОЕ ЦЕНТРОБЕЖНОЕ И КОКИЛЬНОЕ ЛИТЬЕ
изложницы, закрепленной на план-
шайбе; приводов; защитных приспо-
соблений и аппаратуры управления
(у машин е горизонтальной осью вра-
щения зачастую валом служит непо-
средственно изложница).
Для крупносерийного производства
отливок методом ЦЭШЛ могут быть
применены многопостовые центробеж-
ные машины конвейерного или ротор-
ного (карусельного) типа, в которых
осуществляется либо автоматическое
разделение на отдельные порции ме-
таллошлаковой смеси, полученной в
тигле, либо производится совместная
разливка металла и шлака, приготов-
ленных в отдельных плавильных агре-
гатах. В центробежных машинах,
используемых при ЦЭШЛ, применяют
как электромеханические, так и гид-
равлические приводы.
Как при ЭКЛ, так и при ЦЭШЛ
могут использоваться литейные формы
самых различных типов. Наибольшее
распространение получили металли-
ческие кокили, но одновременно при-
меняют и керамические или комби-
нированные формы.
Основная особенность кокилей при
ЭКЛ и ЦЭШЛ — это отсутствие на
их внутренней поверхности защитных
покрытий, роль которых играет шла-
ковый гарнисаж. Поэтому при опре-
делении внутренних размеров формы
следует учитывать не только усадку
металла при затвердевании и охлажде-
нии, но и толщину шлакового гарни-
сажа. Необходимо также учитывать,
что со стороны свободной поверх-
ности находится утепляющий слой
шлака, вытесняемый металлом при
формировании заготовки.
Конструктивно кокили подразделяют
на неразъемные и разъемные. Не-
разъемные кокили, так называемые
вытряхные, применяют лишь для полу-
чения отливок простой формы, чтобы
можно было свободно удалять отлив-
ки из полости кокиля без разделения
его на составные части. Это могут быть
штамповые кубики при ЭКЛ, втулки
при ЦЭШЛ и т. п. Для надежного
извлечения отливок стенки неразъем-
ных кокилей должны иметь уклоны
3—5°.
Более сложные разъемные кокили,
состоящие из двух и более частей, мо-
гут иметь как горизонтальные, так и
вертикальные плоскости разъема.
Обычно разъемными выполняют много-
местные кокили, а также кокили,
предназначенные для отливки дета-
лей сложной формы. При изготовле-
нии таких кокилей достаточно высо-
кие требования предъявляются к со-
прягающимся поверхностям отдель-
ных частей кокилей, предназначен-
ных для ЦЭШЛ, так как на жидкий
металл действуют значительные цен-
тробежные силы. При большой частоте
вращения- давление жидкого металла
на стенки кокиля может быть значи-
тельным, что при наличии зазора
между сопрягающимися поверхностя-
ми приводит к выбросу металла из
формы и браку литья по недоливу, а
в отдельных случаях и к разрушению
форм. Поэтому при ЦЭШЛ на сопря-
гаемых поверхностях кокилей выпол-
няют замковое соединение. При ЭКЛ
в этом нет необходимости, так как
образующийся на поверхности формы
шлаковый гарнисаж служит хорошим
уплотнителем небольших (до 1—
1,5 мм) зазоров между отдельными
частями формы.
Конструировать кокили необходимо
таким образом, чтобы контуры их
рабочих стенок в основных сечениях по
возможности повторяли формы от-
ливки. Отдельные места кокилей, ко-
торые первыми соприкасаются с за-
ливаемым металлом и подвергаются
более высоким тепловым нагрузкам,
чем остальные его части, во избежание
размыва стенки струей металла или
приплавления к ней заготовки, за-
щищают тугоплавкими или огнеупор-
ными вставками.
Материалы, используемые для из-
готовления кокиля, особенно его ча-
стей, непосредственно соприкасаю-
щихся с расплавом, должны противо-
стоять термической усталости, хоро-
шо обрабатываться, не являться дефи-
цитными и дорогими. Этим требова-
ниям отвечают чугуны (СЧ20, СЧ25,
ВЧ40, ВЧ45) и стали (СтЗ, 10, 20,
15Л, 15ХМЛ).
Стойкость кокилей зависит от раз-
меров отливок, конструкции кокилей,
качества их изготовления, условий
эксплуатации и колеблется от не-
6. Технические характеристики установок для ЭКЛ и ЦЭШЛ
Параметры Установки
для ЦЭШЛ для ЭКЛ для эклч УШ164
1 УШ129 УШ145 УШ148 УШ154 УШ163 УШ171 УФЭЛ100 УШ161 УШ146 ! УШ165
Максимальная масса за- готовки, кг Максимальные размеры получаемых заготовок, мм: 120 500 300 50 6X200 1 500 । 50 100 500 30 10
длина — — — — — 400 600 1 000 400 200
ширина — — — — — — 300 400 600 300 800
высота (толщина) 350 600 1 000 . — — 800 250 250 400 250 200
наружный диаметр 500 750 600 500 — 1 000 — — — — —
Максимальная длина сплавляемой части элек- трода, мм 2000 2500 3 000 2000 — 3 000 2000 — 2 500 435 2 000
Максимальный размер поперечного сечения электродов, мм 180Х 180 0 300 0 250 0 150 — 0 400 180Х 180 0 300 0 100 0 200
Максимальная частота вращения формы, мин’1 12 00 1 500 1500 - 500 — — — - —
Время поворота тигля, с Мощность трансформа- тора, кВ-А Напряжение питающей сети, В Габаритные размеры, мм: 204-200 3! 10-4-200 724 30 20—100 6 000 380 — 60—250 1 000 6 000 180 30—400 724 3 10—200 724 80 5—10 120 8—15 724 380
длина ширина 7000 4600 4000 6 550 3000 3000 8 000 4 500 2000 2000 2020 1075 4 000 4 000 3000 2000 9 000 7 000
высота 4000 5400 6 900 2000 7 000 3100 1990 5 150 1500 8000
Масса, кг 6050 9500 12 600 20 000 3400 1240 19 650 2000 20 000
Оборудование для ЦЭШЛ и ЭКЛ
4k
н*
СО
420
ЭЛЕКТРОШЛАКОВОЕ ЦЕНТРОБЕЖНОЕ И КОКИЛЬНОЕ ЛИТЬЕ
7. Содержание (мг/м3)
вредных примесей в газах,
выделяющихся при ЭШТП
Вредные примеси Содержание примесей
Твердые частицы разме- ром менее 5 мкм 120—1200
Фтористый водород 10—150
Сернистый ангидрид 15—600
Оксид углерода 0,1—25
скольких десятков до нескольких со-
тен отливок.
Металлические формы, используе-
мые при ЦЭШЛ, должны быть урав-
новешены относительно оси вращения.
Для этого в большинстве случаев до-
статочно подвергнуть их обработке ре-
занием по наружной и внутренней по-
верхностям с одной установки на то-
карном или карусельном станке. Если
это по каким-либо причинам невоз-
можно, то необходимо провести балан-
сирование.
При ЦЭШЛ литейные формы за-
крепляют на планшайбе центробеж-
ной машины с помощью механических
(винтовых, клиновых и т. п.) или же
центробежных зажимов, аналогичных
по своей конструкции применяемым
в каноническом центробежном литье.
Во время вращения закрепленные
на центробежной машине литейные
формы закрываются защитным кожу-
хом специальной конструкции, обеспе-
чивающей его механическую проч-
ность и устойчивость против терми-
ческих деформаций. Такие защитные
кожухи могут быть съемными или
откатными. Откатные кожухи кон-
структивно несколько сложнее, но
значительно удобнее в эксплуатации.
Перемещение таких кожухов осуще-
ствляют обычно с помощью специаль-
ного механизма (электромеханическо-
го или гидравлического), обеспечиваю-
щего как перемещение кожуха, так и
его фиксацию в закрытом состоянии
во время заливки металла и вращения
формы.
В ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР
разработано различное специализиро-
ванное оборудование, позволяющее по-
лучать методами ЦЭШЛ и ЭКЛ самые
разнообразные заготовки массой от
долей килограмма до тонны и более
(табл. 6). Наиболее часто используе-
мое оборудование выпускается се-
рийно.
Кроме рассмотренного основного
оборудования при ЦЭШЛ и ЭКЛ при-
меняется оборудование, предназна-
ченное для подготовки, расплавления
и транспортирования флюса.
Для прокаливания флюса исполь-
зуют электрические термические печи,
рассчитанные на температуру до
900 °C. При работе с жидким стартом
или же по технологическим схемам,
предусматривающим заливку в ли-
тейную форму жидкого шлака, приго-
товленного отдельно, необходимы: печь
для расплавления флюса, тигель-ковш
для его накопления и транспортирова-
ния, а также устройство для перемеще-
ния тигель-ковша с жидким шлаком
и заливки его в плавильный тигель
или литейную форму, аналогичные
применяемым при ЭШП [3].
Для выполнения необходимых тех-
нологических операций участки или
цехи ЭКЛ и ЦЭШЛ комплектуют вспо-
могательными механизмами и уст-
ройствами. К ним относятся: системы
водоснабжения, вентиляции и газо-
очистки; стенды для футеровки пла-
вильных тиглей и заливочных воро-
нок, для сварки расходуемых электро-
дов; стеллажи или бункера для хране-
ния расходуемых электродов или кус-
ковых исходных материалов (струж-
ки), для хранения флюса и других
расходуемых материалов; различные
приспособления для механизированно-
го извлечения отливок из литейных
форм; термостаты замедленного охла-
ждения отливок и др.
Для удаления выделяющихся в про-
цессе электрошлаковой тигельной
плавки газов в установках для ЭКЛ
и ЦЭШЛ предусматривают систему
местной вытяжной вентиляции от ра-
бочего пространства плавильного
тигля и тигель-ковша для расплавле-
ния флюса, если таковой имеется.
Концентрация вредных примесей в
дымовых газах в зависимости от усло-
вий ведения процесса может изме-
няться в пределах, указанных в табл. 7.
Промышленное производство заготовок методами ЦЭШЛ и ЭКЛ
421
5. Организация
промышленного
производства заготовок
методами ЦЭШЛ и ЭКЛ
Промышленное производство загото-
вок методами ЦЭШЛ или ЭКЛ может
быть создано практически на любом
машиностроительном, металлургиче-
ском или ремонтном предприятии.
В зависимости от объема это производ-
ство может быть организовано на
специализированном участке или же
в. отдельном цехе.
В состав участков (цехов) для
ЦЭШЛ или ЭКЛ входят: основное
оборудование (агрегаты ЦЭШЛ или
ЭКЛ), предназначенное непосредствен-
но для накопления жидкого металла и
формирования заготовок; технологи-
ческая оснастка — различные литей-
ные формы и комплект плавильных
тиглей различной емкости; вспомога-
тельное оборудование, обеспечиваю-
щее подготовку исходных материалов
(расходуемых электродов или лома,
стружки и др.) и флюса, охлаждение
с необходимой скоростью отливок и др.
На участке должны быть предусмо-
трены места для хранения расходуе-
мых материалов (флюса, металла,
огнеупоров, лигатур и др.), выполне-
ния подготовительных и ремонтных
работ. Примерная планировка участ-
ка, оснащенного агрегатами ЦЭШЛ
(типа УШ148) и ЭКЛ (типа УШ165)
представлена на рис. 27.
В зависимости от конкретных усло-
вий те или иные вспомогательные опе-
рации могут быть проведены за пре-
делами участка. Так, например, если
участок ЦЭШЛ (ЭКЛ) расположен в
термическом цехе, прокалку флюса
можно проводить на имеющемся там
оборудовании и потребность в спе-
циальных термических печах в этом
случае отпадает. Аналогичным обра-
зом сварку расходуемых электродов
можно вести не на участке ЦЭШЛ
(ЭКЛ), а на существующем оборудо-
вании сварочного цеха.
Расчет необходимого количества
основного оборудования необходимо
проводить с учетом как объема произ-
водства, так и принятой технологи-
ческой схемы.
К помещению, где располагается
участок или цех ЦЭШЛ (ЭКЛ), предъ-
являют следующие основные требова-
ния. Оно должно обслуживаться обще-
цеховым краном или тельфером, гру-
6000
Рис. 27. Примерная планировка участка электрошлаковой технологии, осна-
щенного одним агрегатом ЦЭШЛ (УШ 148) и одним агрегатом ЭКЛ (УШ 165):
/ — установка УШ148; 2 — пультовая; 3 — установка УШ165; 4 — термическая печь;
5 — бункер для хранения прокаленного флюса; 6 — бункера для хранения соответ-
ственно сырого флюса и огнеупорных материалов; 7 — отделение подготовки плавиль-
ных тиглей и заливочных воронок; 8 — стеллаж для хранения литейных форм; 9 — стенд
для сварки расходуемых электродов; 10 — стеллажи для электродов; // — сварочный
\ выпрямитель; 12 — поворотный кран
422
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ МГД-ВОЗДЕЙСТВИЙ
зоподъемностью достаточной для уста-
новки и перемещения элементов основ-
ного и вспомогательного оборудова-
ния.
Кроме того, желательно иметь на
каждом агрегате или двух агрегатах
ЭКЛ или ЦЭШЛ местный кран (на-
пример, консольно-поворотный) гру-
зоподъемностью, достаточной для уста-
новки расходуемых электродов, мон-
тажа и демонтажа литейных форм
вместе с отливками, транспортирова-
ния отливок и т. п. Высота до крана
зависит от применяемого оборудова-
ния. Для широко распространенных
агрегатов типа УШ 148 и УШ165 она
не должна быть менее 5 м-
Для питания оборудования на уча-
сток должно быть подведено напряже-
ние 220 и 380 В. Для питания силового
трансформатора необходимо напряже-
ние 6 или 10 кВ *.
На участок должна быть подведена
вода, например, из заводской си-
стемы оборотного водоснабжения,
используемая для охлаждения сило-
вых кабелей и отдельных элементов
агрегатов ЦЭШЛ и ЭКЛ. Необходимы
также сжатый воздух (давлением
0,5 МПа) и природный газ, исполь-
* В ряде случаев в электрошлако-
вых тигельных печах применяют си-
ловые трансформаторы, питаемые от
сети 380 В.
зуемый для прогрева плавильных во-
ронок и форм, а также для газопла-
менной резки. Освещенность — обыч-
ная для сварочных или ремонтных
цехов. Участок должен быть обору-
дован местной вытяжной вентиляцией.
Химический состав удаляемых дымо-
вых частиц практически соответ-
ствует химическому составу исполь-
зуемых флюсов. Температура уходя-
щих газов ориентировочно 400 °C.
Учитывая, что производство загото-
вок методами электрошлаковой тех-
нологии достаточно чистое, участки
ЦЭШЛ или ЭКЛ наиболее целесообраз-
но размещать, например, в термиче-
ских, сварочных или ремонтных це-
хах. Создание участков электрошла-
кового литья на предприятии возмож-
но при условии достаточной его за-
грузки.
Список литературы
1. Патон Б. Е., Медовар Б. И.,
Бойко Г. А. Электрошлаковое литье.
Киев: Наукова думка, 1980. 192 с.
2. Электрошлаковая тигельная
плавка и разливка металла/Под общ.
ред. Б. Е. Патона, Б. И. Медовара.
Киев: Наукова думка, 1988. 216 с.
3. Электрошлаковые печи/Б. И. Ме-
довар, Л. М. Ступак, Г. А. Бойко
и др.; Под общ. ред. Б. Е. Патона,
Б. И. Медовара. Киев: Наукова дум-
ка, 1976. 414 с.
Глава VII
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО
И ЭЛЕКТРОМАГНИТНОГО ВОЗДЕЙСТВИЙ
Наложение на жидкий и кристалли-
зующийся металл электрического и
магнитного полей позволяет эффектив-
но управлять движением расплава,
процессами тепломассопереноса, струк-
турой, свойствами и формой отливок
[4, 5, 32].
Науку, изучающую движение элек-
тропроводящих жидкостей в магнит-
ном поле, называют магнитной гидро-
динамикой (МГД), а устройства, ра-
бота которых основана на использо-
вании ее закономерностей, — магни-
тогидродинамическими устройствами
(М ГД-устройства) [31]. Некоторые
из этих устройств (электромагнитные
перемешиватели [8, 39] и электро-
магнитные кристаллизаторы [28] при
непрерывном литье, МГД-заливочные
установки [5, 25, 34]) широко при-
меняют при специальных видах
литья.
V
"5
Физические основы МГД-воздействия
423
1. Физические основы
магнитогидродинамического
воздействия на металл
Ток к жидкому металлу подводится
с помощью контактов (кондукционно)
или индуцируется в нем при переме-
щении металла в магнитном поле или
изменении величины этого поля. Маг-
нитное поле может быть приложено
к металлу извне или создаваться про-
ходящим по нему током.
При кристаллизации металла в двух-
фазной зоне возникает термо-ЭДС,
являющаяся источником электриче-
ского поля отливки, которому сопут-
ствует магнитное поле.
Электромагнитная сила. Для всех
металлов и сплавов при температуре
вблизи и выше линии солидуса ха-
рактерны высокая электропровод-
ность о и низкая магнитная проницае-
мость (близкая к магнитной прони-
цаемости пустоты р0).
роэтому в большинстве случаев
единственным фактором, определяю-
щим поведение металла в магнитном
поле, являются возникающие в нем
объемные электромагнитные силы fa
^=7хВ(Н/м«). (1)
Направление этих сил перпендику-
лярно векторам плотности / тока и
магнитной индукции В (согласно из-
вестному правилу «левой руки»).
Если ток и магнитное поле постоян-
ны, электромагнитные силы имеют
постоянные направление и величину:
/э = /В sin а, (2)
где а — угол между направлениями
векторов / и В.
Если же хотя бы одна из этих ве-
личин имеет переменный характер,
то электромагнитные силы также изме-
няются во времени. Так, если ток и
магнитное поле изменяются синусои-
дально с одной и той же частотой f
(рис. 1), то
/э = im^m sin tot sin (со/ 4- ф) =
1 • д
= — 1тВщ COS 1|) —
---g- 1тВт COS (2<0f + 1|>), (3)
а
Рис. 1. Изменение во вре-
мени плотности тока, маг-
нитного поля и электро-
магнитной силы при
различных значениях уг-
ла ф:
7ЭД — среднее значение
злектромагнитной силы f •
0)t
4
424
ЛИТЬБ С ПРИМЕНЕНИЕМ МГД-ВОЗД Е ЙСТВ И Й
Рис. 2. Изменение относительной ве-
личины электромагнитной силы по
оси 2, перпендикулярной к поверх-
ности металлической плиты толщиной
А; /э max — максимальное значение
силы
где jm и Вт — амплитудные значения
величин; со — круговая частота (со —
= 2л/); t— время; ф — угол сдвига
фаз между /т и Вт.
Первый член выражения (3) опреде-
ляет постоянную во времени состав-
ляющую электромагнитной силы /Эд,
создающую гидравлический напор и
вызывающую течение металла. Эта
сила достигает максимального значе-
ния, равного 0,5/тах, при ф ~ О и
снижается до нуля при изменении ф
до 90°.
Второй член определяет знакопе-
ременную составляющую силы, вы-
зывающую в металле механические
колебания удвоенной частоты.
Если при взаимодействии незави-
симых электрического и магнитного
полей угол ф может быть задан, то
при взаимодействии поля с индуциро-
ванным током или тока в металле с
собственным магнитным полем угол ф
зависит от конструкции МГД-уста-
новки и свойств металла. Искажение
синусоидального изменения одного или
обоих полей также приводит к умень-
шению /эд.
Электромагнитное давление. Если на
участке трубы сечением S и объемом У,
называемом рабочей зоной МГД-уст-
ройства, на жидкий металл действует
равномерное поле электромагнитных
сил, направленных вдоль оси трубы,
то в рабочей зоне возникает перепад
давлений, который при отсутствии
движения определяется выражениями:
Рэ = / J /э dv\ S-1; (4)
Рз = /8/ = /В/=4г’ <б>
где 1 — ток в металле; 2Ь — высота
трубы; I — длина участка.
В большинстве случаев электромаг-
нитное поле распределено по сечению
рабочей зоны неравномерно, из-за чего
в ней даже при отсутствии транзит-
ного течения возникает перемеши-
вание металла, приводящее к умень-
шению перепада давлений по сравне-
нию с перепадом, рассчитанным по
формуле (4). Это ослабление поля
учитывается коэффициентом ослабле-
ния £Ос = р/рэ, где р — фактический
перепад давлений.
Неравномерность электромагнит-
ного поля связана с конечными раз-
мерами элементов М ГД-устройств а,
обусловливающими растекание тока и
рассеяние магнитного поля вне гра-
ниц рабочей зоны, а также с затуха-
нием переменного электромагнитного
поля в электропроводящей среде.
Интенсивность затухания характери-
зуется глубиной Дэ проникновения
тока (табл. 1):
Дэ = (л/эЦоЦгО) 2 = 503 (/эЦгЯ) 2 ,
(6)
где — относительная магнитная
проводимость среды; для жидкого ме-
талла Цг 1; ° — удельная электро-
проводность.
Если толщина слоя металла Д
Дэ, то на глубине Дэ плотность
тока в 2,7 раза меньше, чем на по-
верхности. Соответственно уменьшают-
ся и электромагнитные силы (рис. 2)
[2]. Существенно ослабляет электро-
магнитные силы слой затвердевшего
металла (так как в большинстве слу-
чаев ат. в > <Ък. м в 2—2,5 раза) и ме-
таллические стенки рабочей зоны, осо-
бенно если они выполнены из ферро-
магнитного материала, для которого
= 1004-500.
При движении жидкого металла в
магнитном поле со скоростью и воз-
никает ЭДС Ео — Виа (где а — ши-
•с
1. Физические константы жидких металлов и сплавов при температуре плавления
-----------------------------------------------------------------------------
Металл или сплав гпл. °C р, кг/м* м Я • о X г, кДж/кг • с F4 _ » аж. м Ом* м • W4 • аж. м ат. м о о * С Д8, мм, при частоте, Гц
25 50 500 1000
Алюминий 660 2 380 — 401 0,247 2,45 1,045 50 35 11 8
Магний 650 1 570 0,83 376 0,277 2,3 1,325 53 37 12 8
Медь 1083 8 360 0,452 213 0,213 2,2 0,53 46 33 10 7
Олово 232 7 000 0,273 60,6 0,476 2,2 0,25 69 49 15,5 11
Свинец 327 10 700 0,2 25,1 0,946 2,0 0,163 98 69 22 15
Сталь (0,22% С) 1520 7 200 0,94 183,9 1,366 0,794—0,836 118 83 26 19
Цинк 420 6 900 0,46 117 0,354 2,2 0,65 60 42 13 9
Серый чугун (4% С) 1150 6 740 11,5 117 1,306 0,75 0,96 114 81 25 18
Условные обозначения: Тпл — температура плавления; р — плотность металла или сплава; v— коэф-
фициент кинематической вязкости; г — удельная теплота плавления; 1/ож< м и 1/от. м — удельное электрическое сопро-
тивление соответственно жидкого и твердого металлов; с — удельная теплоемкость; Д8 — глубина проникновения тока.
Q Физические основы МГД «воздействия
426
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ МГД-ВОЗДЕЙСТВ И Й
рина рабочей зоны), направленная
навстречу • приложенному электриче-
скому полю и уменьшающая I и р9.
Неравномерное распределение В и v
приводит к вытеснению тока в зону
пониженного В и дальнейшему умень-
шению рэ-
При взаимодействии тока с собствен-
ным магнитным полем возникают силы,
направленные внутрь проводника (так
называемый сжимающий эффект, или
пинч-эффект). Если эти силы не урав-
новешены внешним давлением, проис-
ходит пульсация жидкого проводника,
сопровождающаяся колебаниями тока
и выбросами металла.
Магнитогидростатика. В неподвиж-
ном металле градиент давлений
grad р = f + /э. (7)
где f — сила неэлектромагнитного
происхождения (в наиболее простом
случае — сила тяжести fg).
Если fg и /э параллельны, то проис-
ходит «утяжеление» или «облегчение»
металла. При «облегчении», когда
/в = _pg, (8)
grad р = 0, металл оказывается в усло-
виях квазиневесомости и не оказы-
вает давления на стенки сосуда (при
этом возможно возникновение интен-
сивного газовыделения из металла).
Если электромагнитные силы, дей-
ствующие на определенный объем ме-
талла, уравновешивают на его по-
верхности гидростатическое давле-
ние рг, т. е. в каждой точке этой по-
верхности обеспечивается условие
Рг == Рэ> (9)
то наблюдается явление электромаг-
нитной левитации — формирование
заданной формы поверхности металла
без контакта с твердыми стенками ра-
бочей зоны. При этом не обязательно
соблюдение условия (8): обычно эффект
достигается при воздействии на ме-
талл полей высокой частоты, когда
при малых Дэ ка поверхности >> /g»
а внутри объема металла /э -* 0.
В реальных процессах соблюдать
условие (8) по всему объему жидкого
металла или условие (9) на всей его
свободной поверхности сложно из-за
возникающей М ГД-неустойчивости.
Если в металле с ом и рм находится
частица с оч и рч, то в однородном поле
электромагнитных сил, параллельных
силе тяжести, архимедова сила, дей-
ствующая на частицу, равна
/аг = (Рч Рм) S zt (сгч2?ч амЕ) В*
(Ю)
где Еч и Е — напряженность электри-
ческого поля соответственно в ча-
стице и металле.
Для частиц, форма которых близка
к сферической,
f Аг = (Рч — Рм) g ± 2 " X
О4 zcyM
X акЕВ = (р, — рм) g ± 2koccMEB,
(Н)
где коэффициент ослабления k = 1,6—
1,9 при оч > ом и kQG ~ 0,85-г-1,0
при оч < ом [5].
Изменяя величину и направление
электромагнитного поля, можно уско-
рить, замедлить или изменить на-
правление движения частиц, обеспе-
чивая МГД-рафинирование или МГД-
гомогенизацию сплава. Так как архи-
медовы силы, действующие на нето-
копроводящие неметаллические вклю-
чения, направлены навстречу электро-
магнитным силам, действующим на
металл, при определенном соотноше-
нии этих сил и скорости движения
металла частицы не смогут проник-
нуть через рабочую зону МГД-устрой-
ства (эффект «электромагнитного
сита»).
Тепловой эффект. При прохождении
тока в жидком металле выделяется
теплота, удельная величина которой
(джоул ева диссипация) равна:
D = /2/а. (12)
Электрохимический эффект. В жид-
жом металле, через который проходит
постоянный электрический ток, наблю-
дается перераспределение электриче-
ски заряженных неметаллических ча-
стиц, прежде всего катионов водо-
рода Н+. Если же один из электродов
расположен вне металла, то электри-
ческое поле большой напряженности
интенсифицирует массообмен между
металлом и атмосферой (вакуумом).
уд-воздействие при выдержке и заливке
427
2. МГД-воздействие
на металл при выдержке
и заливке
Заливочная МГД-установка (МГД
ЗУ) состоит (рис. 3) из обогреваемого
резервуара 1 с жидким металлом (раз-
даточной печи), электромагнитного
(магнитогидродинамического) насоса
(ЭМН) 2 — МГД-устройства, служа-
щего в основном для увеличения по-
тенциальной энергии жидкого метал-
ла (т. е. создания дополнительного
напора), системы металлопроводов 5,
соединяющих насос с резервуаром и
литейной формой 4, и источника пи-
тания 5 с системой управления 6.
В некоторых ЗУ применяют МГД-
дроссели — устройства, тормозящие
истечение металла, или МГД-стопоры,
с помощью которых полностью прек-
ращается подача металла.
Основные типы электромагнитных
насосов (ЭМН) (рис. 4). Ток к жидкому
металлу в кондукционных ЭМН подво-
дят с помощью твердых электродов.
Канал фарадеевского ЭМН представ-
ляет собой сплющенную трубу, в бо-
ковые стенки которой введены элек-
троды, подводящие к жидкому ме-
таллу ток /. Участок трубы между
электродами (рабочая зона) располо-
жен в зазоре магнитопровода 7 элек-
тромагнита, обмогка 10 которого под-
ключена последовательно с рабочей
зоной и создает в ней магнитный по-
ток с индукцией В (обмотка может
быть подключена и к отдельному
источнику электропитания).
В безобмоточных кондукционных
ЭМН ток в металле, подведенный
электродами, возбуждает в охваты-
вающем рабочую зону разомкнутом
магнитопроводе 7 магнитное поле, при
взаимодействии которого с током в ра-
бочей зоне создаются электромагнит-
ные силы, транспортирующие жидкий
металл из тигля по металлопроводу.
Несмотря на простоту конструкции,
кондукционные ЭМН нашли примене-
ние только при разливке магниевых
[25] и свинцовых сплавов из-за слож-
ности подбора стойких в среде дви-
жущихся литейных сплавов материа-
лов для электродов, осаждения на
их контактных поверхностях содержа-
Рис, 3. Структурная схема заливоч-
ной МГД-установки
щихся в металле нетокопроводящих
частиц и громоздкости токоподвода.
Так, при В = 0,2 Тл и высоте рабо-
чей зоны 2Ь ~ 0,02 м для создания
избыточного давления р = 0,05 МПа
нужно подвести 1 5000 А.
Работоспособность контактов обе-
спечивается постоянным заполнением
рабочей зоны жидким металлом. При
зарастании окислами проводят трав-
ление канала или заменяют его.
В индукционных ЭМН ток в ме-
талле индуктируется переменным маг-
нитным полем.
В ЭМН пульсирующего поля давле-
ние возникает при взаимодействии
магнитного поля, созданного одно-
фазной электромагнитной системой, с
индуктированным в жидком металле
током или при взаимодействии тока
с собственным магнитным полем. К ним
относятся насосы рассеянного поля
[4], трансформаторные ЭМН [10] и
МГД-устройства, в которых исполь-
зован пинч-эффект [4, 15].
Эти устройства сравнительно просты
по конструкции, обеспечивают переда-
чу в металл достаточной тепловой мощ-
ности, однако развиваемые ими на-
поры невелики.
Магнитодинамические насосы
(МДН) разработаны специально для
литейного производства [34]. В них
используют взаимодействие тока,
индуктированного в кольцевом кана-
ле с жидким металлом, с внешним
магнитным полем.
Рабочей зоной МДН-3 (см. рис. 4)
служит участок кольцевого канала, по-
мещенный в зазор магнитопровода 7
электромагнита, катушки 10 которого
питаются однофазным током и создают
в рабочей зоне магнитное поле с индук-
цией В. При взаимодействии этого
Электромагнитные насосы (ЭМН)
L
1
1. Кондукционные (КЭН)
2. Индукционные (ИН)
11, безодмоточные
у- С обмоткой
,£' (фарадеевские)
91 Пульсирующего
z/* поля
2у Движущегося
поля
го
00
। 5
Сь ч>
I
5»
ч> 44
1'1
Hi
§
& $
л»
6
12
__zzr
77
в
10.
1
г
и
-J3^S=r-A~
]______
1Гб
12
_________А 7
________1 - _ .
п п у << Электромаг-
LLt нитныйжелод
2?1<п Электромаг-
' i-'нитный лоток
12
11
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ МГД-ВОЗДЕЙСТВИ Й
5 §
«5
1
1
9
Рис. 4. Типы и конструкции электромагнитных насосов:
1 — канал; 2 — рабочая зона; 3 — электрод; 4 — жидкий металл; 5, б и 7 — магнитопроводы соответственно внутренний, индук-
тора и электромагнита; 8 — односторонний индуктор; 9 и 10 — обмотки соответственно индуктора и электромагнита; 11 — метаддо»
провод; 12 тигель; 13 — желоб
Д-возде^ствие при выдержке и заливке
429
Рис. 5. Схема распределения скоростей о и токов I в канале МДН-6
Режимы: а ~~ насоса; б — стопора; в — хранения; J металлопровод; 2 — тигель
в металлом
поля с током /, индуктированным в
канале индуктором, состоящим из
замкнутого магнитопровода 6 и ка-
тушки Р, в рабочей зоне создается
давление
Р = ^ос cos ф, (13)
где koc — коэффициент ослабления,
равный 0,4—0,6 при нагнетании ме-
талла и 0,2—0,3 при его торможении.
Чэолыпое значение (0,8—0,95) коэф-
фициента передачи энергии в жидкий
металл индуктором МДН и возмож-
ность раздельного управления по-
догревом и движением металла обе-
спечивают регулирование тепловых и
гидравлических параметров процес-
сов выдержки и разливки литейных
сплавов в широких пределах.
В установке типа МДН-6, в которой
предусмотрен сдвоенный канал, со-
общающийся с тиглем, во всем объеме
металла поддерживаются заданные
температура и химический состав за
счет его перемешивания в контуре ка-
нал—ванна и обеспечивается заливка
по металлопроводу.
Наличие двух индукторов позволяет
получать различные режимы движе-
ния металла (рис. 5): насоса — ме-
талл по двум боковым каналам посту-
пает в центральный канал, а из него —
в тигель или металлопровод; стопора —
при реверсировании электромагнита
металл из центрального канала по-
ступает в боковые; хранения — при
реверсировании одного из индукторов
по центральному каналу протекает
удвоенный ток, а металл движется
в основном из одного бокового канала
во второй, осуществляя перемешива-
ние металла в тигле даже при уста-
новленном металлопроводе.
Насос МДН-4 (см. рис. 4) имеет
две соединенные последовательно кре-
стообразные рабочие зоны. Создавае-
мые в них давления суммируются.
МДН широко применяют при литье
всех цветных сплавов и чугуна.
В электромагнитных насосах дви-
жущегося поля электромагнитное поле
взаимодействует с индуктируемым им
током.
ЭМН вращающегося поля [8] (см.
рис. 4) снабжены индуктором, обмот-
ка которого выполнена так же, как
и в статоре асинхронного двигателя.
В полости индуктора, где размещается
цилиндрический канал с жидким ме-
таллом, создается вращающееся маг-
нитное поле, индуктирующее в жидком
металле токи, которые замыкаются
в плоскостях, проходящих через про-
дольную ось рабочей зоны. Возникают
тангенциальные усилия, увлекающие
металл в направлении поля. Под
действием центробежных сил металл
поднимается по периферии рабочей
зоны и поступает на разливку.
Значительные скорости металла, не-
обходимые для создания давления,
вызывают интенсивный износ футе-
ровки рабочей зоны. Поэтому такие
ЭМН нашли применение только в спе-
циальных устройствах.
Каналы спиральных ЭМН выполне-
ны со спиральной перегородкой из
токопроводящего материала, хорошо
смачиваемого транспортируемым ме-
таллом. Эта перегородка образует ра-
бочую зону, в которой давления, полу-
чаемые в каждом из витков спирали,
гуммируются. Такие ЭМН применяют
430
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ МГД-ВОЗД ЕЙСТВИЙ
только для низкотемпературных ме-
таллов (например, в процессах пе-
реработки и разливки ртути) [23].
Наиболее распространены линейные
индукционные насосы бегущего поля.
Индуктор плоского линейного индук-
ционного насоса (ПЛИН) образуется
как бы развертыванием индуктора
вращающегося поля на плоскости.
Канал ПЛИНа (см. рис. 4) выпол-
нен в виде плоской трубы и помещен
между двумя индукторами 6. Созда-
ваемое ими движущееся вдоль индук-
тора поперечное магнитное поле взаи-
модействует с индуктируемым током,
замыкающимся вблизи узких стенок
канала.
Давление, развиваемое ПЛИНом,
может быть рассчитано по формуле [1 ]
pQ = B'hfSlakQc-10“10, (14)
где В — поперечная составляющая
индукции магнитного поля; т — по-
люсный шаг обмотки индуктора; S —
скольжение, т. е. скорость движения
поля относительно металла (обычно
S « 1); I — длина рабочей зоны.
Так как ток замыкается внутри
рабочей зоны, то на участках, где
его направление параллельно оси ка-
нала, не создается полезного давле-
ния, что уменьшает коэффициент
ослабления этого насоса.
При больших немагнитных зазорах
значительная часть магнитного потока
замыкается между полюсами одного и
того же индуктора, не взаимодей-
ствуя с металлом. Для ослабления
этого явления канал ПЛИНа выпол-
няют по возможности тонкостенным
с примерным соотношением размеров
рабочей зоны 6 : а : т — 1 : (1,6--3) :
(4-i-7), где 6 — немагнитный зазор
между индуктором и металлом; а —
полуширина канала [5].
Значительно облегчены условия из-
готовления и эксплуатации футеровки
в электромагнитных лотках (см.
рис. 4) с односторонним индуктором 8,
совмещенным на значительной части
своей длины с боковой стенкой печи 12,
а также в электромагнитном открытом
желобе 13, ко дну которого прилегает
односторонний индуктор. Наличие
электромагнитных сил позволяет осу-
ществить безнапорное течение металла
при угле подъема до 20°. Граничным
условием работоспособности такого же-
лоба является равенство силы тя-
жести и вертикальной составляющей
электромагнитных сил в основной ча-
сти сечения потока металла.
Цилиндрические линейные индук-
ционные насосы (ЦЛИН) имеют- индук-
тор в виде полого цилиндра, образо-
ванного как бы сворачиванием индук-
тора ПЛИН в трубу. Рабочая зона
выполнена в виде трубы круглого
сечения.
Бегущее магнитное поле индукти-
рует в заполняющем ее металле коль-
цевые токи, взаимодействие которых
с полем создает необходимое давле-
ние. По оси рабочей зоны такого
ДЛИН индукция снижается до 0,
что приводит к возникновению обрат-
ных течений и уменьшению давления.
С целью увеличения давления ка-
нал 1 (см. рис. 4) выполняют кольце-
вым — из двух коаксиальных труб.
Для повышения эффективности в по-
лость внутренней трубы помещают
магнитопровод 5 или второй индук-
тор с обмоткой, расположенной на
внешней стороне магнитопровода.
Однако в этом случае значительные
трудности вызывает тепловая защита
и охлаждение внутреннего индуктора.
ЦЛИН особенно эффективны при
транспортировании больших масс ме-
талла.
Заливочные МГД-установки
(МГД-ЗУ) и дозаторы. Серийно выпу-
скают МГД-ЗУ магнитодинамического
типа для свинцовых, цинковых, алю-
миниевых сплавов и чугуна [13, 34].
Основные их характеристики приве-
дены в табл. 2. МГД-ЗУ некоторых
типов (в основном ПЛИН) изготов-
ляют зарубежные фирмы [53, 48, 52].
Компоновки ЭМН с раз-
даточными печами пока-
заны на рис. 6. Отсутствие жесткой
свцзи с печью (компоновка 1) облегчает
условия замены ЭМН, что снижает
требования к надежности и ресурсу
его узлов, позволяет использовать
обычные раздаточные печи, обслужи-
вать одним ЗУ несколько литейных
машин. Из этих компоновок наиболее
эффективна компоновка 11, однако
в этом случае затруднены первоначаль-
ный запуск ЗУ в работу и удержание
металла в ЭМН между заливками,
2. Характеристики серийно выпускаемых магнитодинамических установок
Тип установки Металл Назначение оборудования (выполняемые операции) Полезная масса загрузки * ванны, кг Плавильная про- изводительность, кг/ч Габаритные размеры насоса, мм Потребляе- мая мощ- ность, кВт Подача сплава • при заливке, кг/с
при вы- держке металла макси- мальная наимень- шая л Ч О »s S а
МДН-6А-0,16 МДН-бА-0,25 МДН-6А-0,4 МДН-6А-0,6 Алюминий и его сплавы Дозатор (подогрев и за- ливка в литейные фор- мы) 160 250 400 600 —— 1845Х 660Х 1345 1845Х 720Х 1425 1845Х 820Х 1490 1845Х910Х 1560 12 16 20 24 35 35 35 35 0,3~ 0,4 0,5 0,6 2,5 3,0 3,0 3,5
99801 (МДН-6С) Свинец, олово и их сплавы Плавильно-заливочная установка (плавка, по- догрев и заливка в ли- тейные формы и излож- ницы) 600 550 1268X775X1105 5 25 0,3 I 3 (не регла- ментируется ГОСТом)
99411 (99412) Чугун Дозатор (подогрев и за- ливка на центробеж- ных каруселях, автома- тических формовочных линиях) 2500 3975Х 2765Х 3680 160 240 0,8 12
99413 (МДН-6Ч) 6300 3920X3860X2710 250 ъ 330 3,0 20
МДН-16М-400 Латунь Плавильно-заливочная установка (плавка и за- ливка в машины литья под давлением) 400 250 1400X1150Х 1600 22 82 0,3 5
♦ Регламентированы ГОСТ 26354—84.
МГД-воздействие при выдержке и заливке
Примечание. Установки типа МДН-6А предназначены и для цинковых сплавов.
б
432
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ МГД-ВОЗДЕЙСТВИ Й
/ ЗМН не обязан с печыа ЕЭ ЗМН 2 ЗМН жестко обязан с печью
.....—।—...... ..................................1---------
г Расположен- —1______________। —Расположен------------1
/ /. Выше максималь- ного уровня металла 12 На уровне металла (плавающие) 13 Ниже минималь- ного уровня металла 21 Выше максималь- ного уровня металла 22 На уробне металла 23 Ниже минимально- го уровня металла
Рис. 6. Компоновки ЭМН
с раздаточными печами
а также необходима герметизация за-
борного металлопровода и канала
ЭМН. Для запуска в канале создают
разрежение подсоединяемым к концу
сливного металлопровода эжекто-
ром 1.1.1, кратковременно погружают
ЭМН ниже уровня металла (1.1.3) или
применяют электромагнитный стар-
тер 1.1.2 (дополнительный погруж-
ной ЭМН, используемый для запол-
нения основного ЭМН).
ЭМН, располагаемые на уровне ме-
талла в ванне (1.2), не нуждаются в
специальных мерах для их запуска и
периодического включения. При этом
они занимают меньшую часть полез-
ного объема печи, чем погружные
ЭМН 1.3.1. Однако в обеих комцонов-
ках трудно обеспечить связь ЭМН
с литейной машиной, его тепловую
защиту и стойкость наружного кожу-
ха. Поэтому эти компоновки исполь-
зуют для низкотемпературных цвет-
ных сплавов.
Наливные ЭМН (1.3.2), т. е. ЭМН,
которые заполняют подачей металла
в канал сверху, применяют при литье
под электромагнитным давлением ти-
тановых сплавов и жаропрочных ста-
лей [14], при порционной разливке
стали на конвейере через электро-
магнитные желоба.
Наиболее широко применяют ком-
поновки ЗУ с жесткой связью ЭМН
с печью 2. При использовании вариан-
тов 2.1 и 2.2 необходимы дополнитель-
ные воздействия на металл для под-
держания его уровня в ЭМН (вытесне-
ние сжатым газом, поворот ЗУ и т. п.).
В то же время при этих компоновках
снижаются рабочее давление и длина
сливных металлопроводов. При ниж-
нем расположении ЭМН (2.3) в ряде
случаев их используют и для подо-
грева и перемешивания металла в ЗУ
(см. МДН-6). Стопорные ЗУ (2.3.1) не
нашли пока применения из-за слож-
ности удержания металла во взвешен-
ном состоянии, окисления его откры-
той поверхности в рабочей зоне, опас-
ности прорыва металла из раздаточ-
ной емкости при выходе ЭМН из
строя.
Магниевые сплавы. При-
менение МГД-ЗУ облегчается воз-
можностью использования металли-
ческих металлопроводов из немагнит-
ных сталей (12Х18Н10Т или Х25).
' I F
ч? МГД-воздействие при выдержке и заливке 488
. г ,—--------------1--------------------------------------------------------
т
Рис. 7. Заливка крупной кокильной отливки насосом МДН-4:
/ — раздаточная печь; 2 — МДН-4; 3 — сливной металлопровод; 4 — трансформатор
подогрева металла; 6 — отсос воздуха; 6 — литниковая чаша; 7 — кокиль
В то же время высокая окисляемость
магниевых сплавов приводит к быстро-
му зарастанию металлотракта окси-
дами, которые удаляют с помощью
травления в кислотах.
При непрерывном литье и разливке
на кокильных каруселях и литье в
кокиль крупных отливок (более 50 кг)
при компоновке 1.1.1 применяют ЗУ
с плоскими линейными магнитодина-
мическими (рис. 7) и кондукционными
ЭМН [9, 25 и 46], которые могут быть
использованы и в погружном варианте
(табл. 3). Помимо механизации и авто-
матизации процесса заливки, МГД-ЗУ
обеспечивают значительное повыше-
ние, качества магниевых сплавов в ре-
зультате уменьшения флюсовых и
оксидных включений, улучшение их
механических свойств (особенно пла-
стичности).
Алюминиевые сплавы ха-
рактеризуются высокими агрессив-
ностью и о кисля ем остью, что приводит
к необходимости применения для ме-
таллотрактов керамических материа-
лов и его очистки от продуктов за-
растания.
В магнитодинамических ЗУ типа
МДН-6А (рис. 8, см. также табл. 2)
подогрев и регулируемое перемеши-
вание металла осуществляется с вы-
соким КПД самим ЭМН. Быстрая
заменяемость тигля, канала и металло-
провода, возможность периодической
очистки канала со стороны отъемного
днища обеспечивают высокую рабо-
тоспособность ЗУ. Они хорошо ком-
понуются со всеми типами машин
литья под давлением и большинством
кокильных машин. Поворот или пере-
мещение на тележке позволяет исполь-
зовать одну установку МДН-6А для
заливки нескольких литейных ма-
шин (рис. 9). Чистота металла в
МДН-6А в процессе выдержки и
разливки не ухудшается, что обеспе-
чивает высокое качество отливок.
При непрерывном литье алюминие-
вых сплавов и их заливке на высоко-
производительных кокильных кару-
селях используют МГД-ЗУ на базе
односторонних ПЛИН и электромаг-
нитных желобов с газовыми или элек-
трическими камерными печами [47,
48 и 51].
Тяжелые цветные спла-
в ы. Для цинковых сплавов применяют
обычно те же МГД-ЗУ, что и для
алюминиевых (см. табл. 2). Меньшая
температура металла позволяет более
широко применять погружные ЭМН.
Для сплавов на основе свинца и
олова серийно выпускают плавильно-
заливочную установку типа МДН-6
(99801) (см. табл. 2). Для медных
» '
3. Основные характеристики ЭМН для магниевых сплавов
Тип ЭМН Модель ь Развиваемое давле- ние р X 10"“', Па (м столба Mg) Массовая подача, кг Напряже- ние, В Ток, А Потребляемая мощ- ность, кВт Габаритные размеры, мм Выполняемые операции
на индук- торе на электро- магните индуктора электрома- гнита
Магнито- динамический МДН-4-М-07 1,6 (9,4) 10 220 12 12 11,1 400Х 550Х 450 Заливка крупных отливок в кокиль
МДН-4-М-04 МДН-4-М-01 0,6 (3,9) 0,2 (1,3) 1,5 1,7 220 9 380 20 12,5 160 10 165 3,2 1,4 320Х 500Х 400 460X600X680 Заливка из миксе- ра в кристаллиза- тор при полунепре- рывном литье слит- ков
Кондукцион- ный кэмн-зм 0,25 (1,6) 2,8 2 5600 10 0 160X1600
Плоский линейный индукционный ПЛИН 0,15(1) 0,35 5,2 — 0,8 710X360X280
Цилиндриче- ский линейный ЦИНС-8/24 0,22 (1,4) 6,3 220 70 Подогрев 30, заливка 21 — Заливка на кару- сельных машинах и формовочных ли- ниях
ЦИНС-8/24 0,35 (2,2) 4,7 220 70 Подогрев 30, заливка 18 —— Заливка в кокили и песчаные формы на конвейере
Примечание. Массовая подача является регулируемым параметром. В таблице приведены максимальные зна-
чения.
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ МГД-ВОЗДЕЙСТВ И Й
МГД-воздействие при выдержке и заливке
435
Рис. 8. Установка МДН-6А:
1 — опорная рама; 2 — магнитопровод электромагнита; 3 — обмотки электромагнита;
4 — кронштейн металлопровода; 5 — сливной металлопровод; 6 — поворотная рама;
7 — канал; 8 — обмотки индуктора; 9 — магнитопровод индуктора; 10 — теплоизоля-
ционная засыпка; 11 — механизм поворота тигля
8W0
Рис. 9. Планировка участка с поворотными МДН-6:
1 — МДН-6; 2 — кокиль
43в
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ МГД-ВОЗДЕ ЙСТВ И Й
«очяахик* мп«
Рис. 10. Заливочная установка типа
МДН-3 для чугуна:
1 — тигель; 2 — крышка; 3 — окно для
доливки металла; 4 — индуктор; 5 — во-
доохлаждаемый экран; 6 — сливной ме-
таллопровод; 7 переходный носок; 8 —
канал; 9 — электромагнит; 10 — каток;
11 — подвижная рама; 12 — механизм по-
ворота; 13 — летка для слива остатков
металла; 14 — люк для скачивания шлака
сплавов используют плавильно-вали-
вечную установку МДН-16-400, ра-
ботающую в комплексе с МДЛ.
Чугун. В выпускаемых для чу-
гуна магнитодинамических ЗУ типа
МДН-6 и МДН-3 (рис. 10) уровень
металла в рабочей зоне поддержи-
вается благодаря повороту всей уста-
новки вокруг короткого сливного носка
по программе, согласованной с интен-
сивностью разливки. Стабилизация
температуры чугуна и его подогрев
осуществляются за счет мощности,
подводимой к индукторам МДН. Дози-
рование металла при центробежном
литье на карусельных машинах осу-
ществляют при помощи промежуточ-
ных ковшей на весовых тележках [13].
Стабилизация температурного ре-
жима и программы заливки, наличие
запаса жидкою металла у литейных
линий, предотвращение попадания
шлака в формы повышают качество
отливок и производительность линий.
За рубежом применяют МГД-ЗУ
для чугуна на базе индукционных
канальных печей с электромагнитны-
ми желобами [38].
Сталь. Заливочные МГД-ЗУ для
стали не нашли широкого применения
из-за отсутствия достаточно стойких
огнеупоров для канала ЭМН. В про-
мышленных условиях испытаны МГД-
стопоры УН PC к промежуточным уст-
ройствам [27 ] и электромагнитные
желоба [38].
Канал ЭМН. Основными требо-
ваниями к материалу канала являют-
ся: низкие электропроводность, маг-
нитная проницаемость и теплопровод-
ность, высокие коррозионная и эро-
зионная стойкость в среде жидкого
металла, механическая прочность при
рабочих температурах, плотность (в
ряде случаев герметичность), термо-
стойкость и технологичность. В боль-
шинстве случаев эти свойства обеспе-
чиваются применением многослойной
футеровки, состоящей из внутрен-
него стойкого в движущемся металле
слоя, теплоизоляции и несущего ко-
жуха (табл. 4).
Интенсивность и глубина пропитки
стенок канала ЭМН зависит от свойств
материала футеровки (пористости, сма-
чиваемости, химической инертности)
и градиента температур в ней. Про-
питанный слой футеровки становится
электропроводящим и шунтирует ток,
уменьшая давление. Выделяемая при
прохождении тока теплота способ-
ствует дальнейшему развитию пропит-
ки. Поэтому применяются малопори-
стые материалы и интенсивное охлаж-
дение стенок рабочей зоны.
В каналах ЭМН и некоторых дру-
гих элементах металлопровода про-
исходит активная МГД-сепарация не-
металлических включений из жидкого
металла. Частично эти включения
удерживаются на стенках канала (осо-
бенно на входе в рабочую зону), что
приводит к его зарастанию. Особенно
это явление характерно для сплавов,
содержащих алюминий и магний. На-
рост, как правило, представляет со-
бой конгломерат из оксидов магния
и (или) алюминия, пропитанных ра-
бочим сплавом. Наросты удаляются
4. Основные материалы стенок рабочей зоны МГД-устрЬйств
Заливаемый металл или сплав Материал стенок рабочей зоны Толщи- на, мм Технология изготовления канала • Свойства
Рабочая температу- ра, °C р, кг/м* X, Вт/(М.°С)
Алюминий, ЦИНК Футеровка Жароупорный бетон на основе шамота Камнелитой материал на ос- нове фторфлогопита 33 15—25 Трамбование Литье из рас- плава 1250 1000 2000—2100 2750 А» 0,8—1,1 1,8
Материал на основе каолино- вого волокна 25—50 Трамбование 1100—1300 1000—1400 0,16
Медь Кварцитовая масса 50 1400 2550 0,5—0,55
Чугун Муллитокорундовые массы (МК 80, МК 90) 90 1600—1700 2600 1,1
Магний Сталь 12Х18Н10Т 10 Сварка 720 7850 23
Свинец 5 480 7850 18,5 .
Алюминий, цинк, медь Теплоизоляция Асбестовый картон 3—5 Наклеивание 620 970 0,17—0,18
Материалы теплоизоляцион- ные стекловолокнистые 1150—1300 120—250 0,13—0,29
МГД-воздействие при выдержке и заливке
438
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ МГД-ВОЗДЕЙСТВИ Й
химически (травлением канала) и ме-
ханически (без слива металла или
сразу же после него). Интенсивность
зарастания зависит от загрязненности
металла, материала и конструкции
канала.
Для увеличения службы каналов
МГД-ЗУ необходимо: тщательно ра-
финировать металл перед переливом
в ЗУ, не допускать попадания туда
продуктов рафинирования (шлака, ко-
рольков и т. д.), применять фильтра-
цию при переливе, использовать си-
фонный ввод металла в тигель ЗУ,
регулярно очищать канал.
Дозирование жидкого
металла. МГД-установки являют-
ся напорными дозаторами. Скорость
подачи металла из них зависит от
ряда переменных факторов: уровня
металла в тигле, сетевого напряжения,
гидравлического сопротивления метал-
лотракта, физических свойств метал-
ла и др.
Рис. 11. Кондукционный подвод тока
к металлу в литейной форме:
а — с помощью электродов, помещаемых
в выпорах; б — с использованием проме-
жуточной жидкометаллической про-
слойки; 1 — электромагнит; 2 — форма;
3 — электрод; 4 — легкоплавкий металл;
5 — коробок; 6 — клемма
Дозирование производят по массе
или объему металла в форме, проме-
жуточном ковше или тигле дозатора.
Наибольшее распространение получи-
ло дозирование по времени с коррек-
цией (ручной или автоматической) по
результатам предшествующих зали-
вок (например, с обратной связью по
длине пресс-остатка при литье под
давлением).
Для повышения точности дозиро-
вания применяют гидравлическое дрос-
селирование металлотракта, подавле-
ние инерции потока металла реверси-
рованием ЭМН, прогнозирование до-
зы по результатам предыдущих за-
ливок и текущим параметрам процес-
са [19, 36]. Точность МГД-дозаторов
магнитодинамического типа регламен-
тирована ГОСТ 26354—84.
3. МГД-воздействие
на кристаллизующийся металл
в литейной форме
Электромагнитные силы в металле
отливки создаются в основном при
помощи МГД-устройств, подобных
ЭМН, в которых канал заменен ли-
тейной формой.
В кЬндукционных устройствах ток
к металлу подводят электродами (как
правило, одноразового использова-
ния), предварительно вводимыми в
стенки формы или устанавливаемыми
в специальных выпорах литниковой
системы (рис. 11, а). Возможен и
комбинированный подвод, когда один
из электродов вводится сверху в при-
быль отливки или кристаллизатор.
Для надежности контакта проводят
предварительную обработку электро-
дов или применяют промежуточную
прослойку из легкоплавкого металла
(например, свинца) (рис. 11,6) [32].
Магнитное поле создают при помощи
электромагнита, в зазоре которого
помещена форма, или охватывающего
ее соленоида.
При индукционных методах воз-
действия используют индукторы пуль-
сирующего поля (те же соленоиды),
вращающегося и бегущего полей.
При МГД-обработке кристаллизую-
щейся отливки необходимо учитывать
возможное ослабление воздействия из-
*
МГД-воздействие на кристаллизующийся металл в литейной форме 439
Рис. 12. Основные схемы ЛЭМД:
а — стационарная; б — ЭМН встроен в литниковую систему; в — МГД-устройство встро-
ено в форму; 1 — МГД-устройство; 2 — форма
за шунтирования тока токопроводя-
щими элементами формы и растущей
коркой твердого металла, экраниро-
вания ими переменного магнитного
поля, шунтирования его ферромагнит-
ными элементами формы, а также
из-за значительного расстояния между
индукторами и отливкой.
Литье под электромагнитным давле-
нием (ЛЭМД). Электромагнитные силы
используют для принудительного за-
полнения литейных форм жидким ме-
таллом и кристаллизации металла
под давлением (процесс ЛЭМД).
Возможны три варианта ЛЭМД,
различающиеся по месту приложения
электромагнитных сил: в специальной
установке, подобной МГД-ЗУ
(рис. 12, а) [4, 20, 49]; в ЭМН, канал
которого встроен в литниковую си-
стему формы (рис. 12, б) [14, 32 и
40]; в ЭМН, расположенном непосред-
ственно в форме (рис. 12, в) [32, 37].
Поскольку в современных МГД-ЗУ
для цветных сплавов создаются дав-
ления не более 0,05—0,2 МПа, первая
схема близка к литью под низким га-
зовым давлением (рис. 13) и имеет
следующие особенности:
не требуется герметизации тигля,
поэтому доливка и обработка металла
проводятся без остановки процесса
литья;
не требуется герметичного металло-
провода, так как весь металлотракт
за ЭМН находится под избыточным
давлением;
могут быть реализованы практи-
чески любые программы заполнения
формы и подпрессовки металла бла-
годаря значительно меньшей инер-
ционности МГД-воздействия;
кристаллизация под давлением сов-
мещается с циркуляцией металла че-
рез форму [41].
В процессе ЛЭМД обязательно сле-
дует учитывать влияние ЭМН на
общий тепловой баланс установки.
Техн ическая характеристика
магнитодинамической установки
ЛЭМД-002 для литья алюминиевых
сплавов в кокиль
под электромагнитным давлением
Масса отливки, кг .... 0,5—10
Полезная загрузка тигля, кг 250
Производительность, отли-
вок/ ч ..................20—30
Максимальное давление, Па 0,5* 106
Максимальная мощность,
кВт...................... 35
Удельный расход энергии,
кВт-ч/кг.................0,1—0,16
Размеры рабочего места для
крепления кокиля, м. . . 0,8X0,6
Ход подвижной плиты, м . . 0,5
Усилие, Н:
отрыва кокиля............ 8« 10*
выталкивания отливки . . 16-10*
Привод кокиля............Пневма-
тический
Габаритные размеры уста-
новки, м.................2,4Х1,5Х
Х3,15
Одноразовое использование канала
ЭМН (см. рис. 12, б) позволяет сде-
лать его тонкостенным, благодаря чему
можно создать бблыпие давления, чем
при схеме, приведенной на рис. 12, а,
особенно для высокотемпературных
сплавов. При ЛЭМД титана в графито-
вые и электрокорундовые оболочковые
440
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ МГД-ВОЗД ЕЙСТВ И Й
Рис. 13. Установка
ЛЭМД-002:
1 — магнитодинамическая за-
ливочная установка МДН-6А;
2 — металлопровод; 3 — ко-
киль; 4 — подвижная плита
формы [14] применяют кондукцион-
ный ЭМН. Заполнение формы осу-
ществляется со скоростью 1,4—1,7 м/с
при давлении 0,03—0,05 МПа, а под-
прессовка — при давлении 0,22—
0,24 МПа. Отсутствие недоливов, уса-
дочных дефектов, спаев, высокие меха-
нические свойства достигаются при
одновременном повышении процента
выхода годных отливок по сравне-
нию с центробежной заливкой с 10
до 40%. При литье алюминиевых и
стальных отливок [40] применяют
короткий цилиндрический водоохла-
ждаемый ЭМН с полостью диаметром
0,1 м и длиной 0,3 м, который при мощ-
ности 100 кВт создает давление
0,4 МПа. При использовании ЛЭМД
устраняются усадочные дефекты и
повышаются механические свойства
!для стали 35Л: ов с 350 до 530 МПа;
I с 5,5 до 7,4%; НВ со 130 до 170).
При наложении электромагнитных
сил непосредственно на отливку за-
полняемость формы становится зна-
чительно выше, чем при создании со-
ответствующего давления другими ме-
тодами.
Дополнительное перемешивание ме-
талла электромагнитными силами при
заполнении формы и кристаллизации
отливки оказывает воздействие на
структуру и свойства отливки [32].
Так, применение индукторов бегу-
щего магнитного поля, встроенных
в литейную форму [35], приводит к
увеличению ов сплава АЛ9 со 170 до
220 МПа и снижению расхода ме-
талла на 25%.
Литье с электромагнитным переме-
шиванием (ЭМП). Неравномерное рас-
пределение электромагнитных сил
внутри жидкой фазы затвердевающей
отливки приводит к циркуляции жид-
кого. металла в замкнутом объеме.
Направление движения не всегда сов-
падает с тепловой конвекцией ме-
талла, а его скорость можно регули-
ровать в широких пределах. Турбу-
лентное течение, возникающее при
ЭМП у фронта кристаллизации, увели-
чивает эффективный коэффициент теп-
МГД-воздействие на кристаллизующийся металл в литейной форме
441
ловой проводимости на три порядка,
а коэффициент диффузии — на шесть
порядков [39], что приводит к вы-
равниванию температур и химическо-
го состава во всем объеме жидкой
фазы, увеличению ее общего пере-
охлаждения (для сплавов с узким
интервалом кристаллизации — на 2—
3 °C; для широкоинтервальных — на
10—20 °C) [1], уменьшению толщины
теплового и гидродинамического по-
граничных слоев [12]. Это приводит
к образованию в основном глобуляр-
ных кристаллов и измельчению макро-
структуры. Рост столбчатых кристал-
лов подавляется (вплоть до их пол-
ного отсутствия) в результате изме-
нения градиента температур и повы-
шения содержания ликватов перед
фронтом кристаллизации, вызванным
их усиленным притоком из межден-
дритного пространства под действием
капиллярных сил и инжекции турбу-
лентным потоком [39 ].
В то же время ЭМП повышает хи-
мическую макронеоднородность отлив-
ки и обогащает ее центральную часть
легкоплавкими компонентами (сера в
стали). При неправильном сочетании
параметров процесса возникает по-
лосчатость структуры, увеличивается
загрязнение неметаллическими вклю-
чениями и интерметаллидами, огруб-
ляется структура, возникает микро-
пористость.
Наибольшее распространение ЭМП
получило при непрерывном литье ста-
ли и цветных сплавов [1, 8, 27].
Расположение индуктора (рис. 14)
определяется назначением ЭМП и осо-
бенностями конструкции литейной ма-
шины.
При расположении над мениском
металла происходит наименьшее ослаб-
ление поля. Однако ЭМП затрагивает
только верхние слои отливки. Поэтому
эту схему применяют в основном для
легких сплавов [33], у которых жидко-
металлическая лунка имеет неболь-
шую глубину.
При размещении индуктора вокруг
кристаллизатора или внутри него
область воздействия расширяется, но
электромагнитное поле существенно
ослабляется стенками кристаллизато-
ра. Поэтому рекомендуется изготов-
лять их из медных сплавов с повышен-
Рис. 14. Варианты расположения ин-
дукторов при ЭМП в случае непре-
рывного литья:
/ — над мениском металла; 2 — вокруг
кристаллизатора; 3 — внутри кристалли-
затора; 4 — под кристаллизатором; 5 —
в зоне вторичного охлаждения
ным электросопротивлением или из
немагнитных сталей.
Расположение индуктора под
кристаллизатором и в зоне вторичного
охлаждения часто используют для
черных сплавов, для которых ха-
рактерна глубокая лунка. При этом
индукторы располагают снаружи или
в промежутках между системами вто-
ричного охлаждения и опорными ро-
ликами [50].
В качестве индукторов для ЭМП
используют соленоиды 1 (рис. 15, а и б),
создающие циркуляцию металла в
вертикальной плоскости.
Когда металл опускается вдоль
фронта кристаллизации, уплощается
дно лунки, облегчаются условия для
выведения газов и оксидов из централь-
ной зоны на поверхность. Слишком
интенсивная циркуляция может при-
вести к подмыву корки за кристалли-
затором [1].
При вращении жидкого металла в
горизонтальной плоскости (рис. 15, в)
с помощью индукционных вращате-
лей [27] затвердевшая корка прижи-
мается к кристаллизатору. При этом
повышается эффективность теплоотда-
чи. Газы и неметаллические в ключе-
442
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ МГД-ВОЗДЕЙСТВИЙ
Рис. 15. Схемы движения металла
при ЭМП:
1 — соленоид; 2 — индуктор вращающе-
гося поля; 3 — индуктор бегущего поля;
4 — электромагнит постоянного тока; 5 —
токоподводящие ролики; 6 — электрод
ния вытесняются в центральную зону
и не захватываются коркой, что по-
вышает ее качество. В то же время
повышенная скорость вращения мо-
жет привести к чрезмерному поверх-
ностному окислению, вытеснению смаз-
ки из зазора между коркой и кристал-
лизатором и «прихватыванию» слитка.
Различные виды перемешивания обе-
спечиваются индукторами 3 бегущего
поля (рис. 15, г—ж). Ослабление поля
затвердевшим слоем металла и боль-
шим зазором между отливкой и индук-
тором компенсируется снижением ча-
стоты тока и повышением мощности
перемешивания (при крупных отлив-
ках — до 0,5—3 Гц и 500—1000 кВ-А).
С целью уменьшения расхода энер-
гии используют постоянный ток
(рис. 15, з—и), который подводят с
помощью верхнего электрода 6 или
через опорные ролики 5, и постоянное
магнитное поле, создаваемое соленои-
дами 1 или электромагнитами 4.
Для обработки металла на всю глу-
бину лунки используют несколько
индукторов. Зона перемешивания зна-
чительно больше, чем длина индукто-
ра. Так, движение стали регистриро-
валось на расстоянии 3,8 м выше
индуктора [39].
Для устранения полосчатости и
макросегрегации применяют периоди-
ческое отключение или реверсирование
индуктора (при этом эффект воздей-
ствия ЭМП на структуру проявляется
при общей продолжительности воздей-
ствия, составляющей 2—5% времени
кристаллизации [8]).
В настоящее время ЭМП является
обязательным элементом технологии
непрерывного литья ряда легких спла-
вов и сталей. Оно повышает процент
выхода годных изделий, существенно
уменьшает брак отливок и изделий
из них, увеличивает производитель-
ность машин.
При фасонном литье ЭМП эффектив-
но при получении крупных кокильных
отливок типа чугунных валков [30],
сложных отливок из легированных
сталей и жаропрочных сплавов в обо-
лочковых формах по выплавляемым
моделям [32]. Воздействие электро-
магнитных сил на прибыльную часть
таких отливок в результате ЭМП уст-
раняет опасность образования «мостов»
при кристаллизации и улучшает по-
дачу жидкого металла в области за-
трудненного питания. Дополнитель-
ное выделение теплоты в прибыли при
ЭМП также способствует направлен-
ному затвердеванию отливки. Струк-
тура отливок измельчается. Так, при
литье образцов из сталей 25Л, 35Л
и 45Л плотность дендритной струк-
туры увеличивается в 2,7 раза, раз-
мер зерна перлита уменьшается вдвое,
ов повышается на 4—9%, а 6 — на
9—14%.
При литье по выплавляемым моде-
лям отливок из сталей аустенитного
класса ЭМП при тех же электромаг-
нитных параметрах приводит к уплот-
нению верхней и средней частей отли-
вок, устранению рыхлот и раковин,
измельчению макрозерна, хотя ден-
дритная структура в целом сохра-
няется, улучшается гидроплотность и
другие эксплуатационные свойства
[32]. Аналогичные результаты были
МГД-воздействие на кристаллизующийся металл в литейной форме
443
получены и при воздействии на отлив-
ку бегущим полем [37].
Литье с М ГД-обработкой знакопере-
менными силами. МГД-методы по-
зволяют возбуждать в больших объе-
мах металла знакопеременные си-
лы в широком диапазоне частот без
промежуточных колеблющихся уст-
ройств и сред.
Наименее энергоемким является ва-
риант обработки, при котором по-
стоянное магнитное поле взаимодей-
ствует с переменным током, подводи-
мым в зону обработки кондукционно.
Однако возможны и другие схемы (по-
стоянное и переменное магнитное по-
ля, или два переменных пульсирую-
щих или бегущих поля разной ча-
стоты, или фазы, реверсируемые вра-
щающиеся поля и др.).
Из-за поверхностного эффекта при
обработке металла колебаниями уль-
тразвуковой частоты электромагнит-
ны^ силы действуют только в тонком
поверхностном слое отливки или ме-
таллической формы (0,5—5 мм), а
обработка всей массы металла дости-
гается за счет распространения ультра-
звуковой волны.
Основные закономерности распро-
странения колебаний (распределение
давления, резонансные явления, дис-
сипация** энергии и затухание колеба-
ний, кавитация), а также технологи-
ческие последствия обработки ана-
логичны наблюдаемым при механи-
ческих методах ввода колебаний. Одна-
ко в связи с тем, что при движении
в магнитном поле в металле создаются
электромагнитные силы, направлен-
ные навстречу движению, зависимость
интенсивности колебаний от индукции
магнитного поля имеет явно выражен-
ный максимум (так, при радиусе от-
ливки 5 мм и частоте тока 10 кГц этот
максимум достигается при индукции
0,15 Тл [24]).
Значительная джоулева диссипация
энергии затрудняет подвод к жидкому
металлу МГД-методами таких же
удельных мощностей, как при меха-
ническом вводе колебаний.
У чистых металлов (цинка и висму-
та) при частоте переменного тока
449 кГц и индукции постоянного поля
До 0,5 Тл наблюдается резкое (на
порядок) измельчение макрозерна и
устранение столбчатой структуры.
Того же эффекта достигают при не-
прерывном литье чистого алюминия
(частота тока в этом случае равна
8 кГц, индукция постоянного магнит-
ного поля — 0,2 Тл); эффективность
обработки сплавов, для которых в
обычных условиях кристаллизации ха-
рактерна мелкозернистая структура
(силумины, Д-16 и др.), оказывается
небольшой: несколько измельчается
макрозерно, однако дисперсность
эвтектики и микроструктуры остаются
неизменными, а увеличение прочност-
ных свойств составляет всего 1 —
2% [24].
Обработка легированных сталей
(12Х18Н9Л, 14Х17Н2) при частоте
тока 67 кГц, величине тока 400 А и
индукции магнитного поля 0,5 Тл
приводит лишь к некоторому смеще-
нию усадочных рыхлот в зону обра-
ботки (прибыль отливки). В то же
время при вибрации с частотой 50 Гц,
создаваемой в прибыльной части от-
ливки, при индукции 0,5 Тл и токе
1000 А наблюдается измельчение мак-
розерна во всех сечениях отливок из
тех же сталей. Усадочная раковина
целиком перемещается в прибыль,
увеличивается плотность отливок. По
сравнению с ЭМП вибрация способ-
ствует образованию более тонкой и
измельченной структуры без выноса
легирующих добавок в жидкую фазу.
Однако эффект обработки существен-
но ослабевает по мере удаления от
источника колебаний (прибыли).
Импульсная низкочастотная обра-
ботка (0,1—5) Гц позволяет достичь
высокой интенсивности вводимых ко-
лебаний при небольших значениях
передаваемой в металл энергии. Так,
при обработке алюминиевых сплавов
в керамических формах и при непре-
рывном литье импульсами частотой
0,15—0,5 Гц (ток составляет 2-104 А,
минимальная индукция — до 3 Тл)
ликвидируется транскристаллизация,
измельчается макроструктура, устра-
няются усадочные раковины, в то
время как микроструктура практи-
чески не изменяется [24].
Кристаллизация в постоянном ма-
гнитном поле. Подавляя конвективное
перемешивание металла, постоянное
магнитное поле снижает интенсивность
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ МГД-ВОЗДЕЙСТВИЙ
444
111
тепломассопереноса в жидкой фазе
затвердевающей отливки, что в усло-
виях интенсивного направленного
теплоотвода способствует уменьшению
ликвации и развитию транскристал-
лизации (вплоть до затвердевания от-
ливок в виде монокристалла).
В то же время наблюдается и обрат-
ный эффект — измельчение макро-
и микроструктур, что объясняется
изменением энергии перехода металла
из твердого состояния в жидкое, а
также изменением температуры плав-
ления металла, скорости образования и
роста зародышей (при индукциях бо-
лее 1 Тл [21]) и взаимодействием
поля с возникающими в двухфазной
зоне термоэлектрическими токами,
плотность которых зависит от гра-
диента температур и химического со-
става фаз [18]. Это взаимодействие
приводит к созданию локальных микро-
вихрей в междендритных промежут-
ках уже при небольшой индукции
магнитного поля.
Так, при кристаллизации стали в
керамической изложнице в попереч-
ном магнитном поле с индукцией
0,3 Тл наблюдается существенное
уменьшение расстояния между ветвя-
ми дендритов [22]. Кристаллизация
алюминиевых сплавов с магнием и
медью в поле с индукцией 0,5—1,0 Тл
также приводит к измельчению макро-
и микроструктуры и повышению пре-
дела прочности на 30% [54]. При
кристаллизации серого чугуна в про-
дольном поле напряженностью
(1,6-н8) 10* А/м2 происходит измель-
чение столбчатой структуры, графи-
товые включения переходят от гру-
бой пластинчатой формы к розетча-
той, а затем — к компактной хлопье-
видной, предел прочности увеличи-
вается на 10—12% [44].
При объемной кристаллизации вы-
падающие кристаллы, имеющие от-
личные от расплава магнитные свой-
ства или анизотропию магнитной вос-
приимчивости, занимают определенное
положение относительно приложенно-
го магнитного поля, что вызывает
изменение свойств отливок [29]. На-
пример, при кристаллизации сплава
А1—35% Си в магнитном поле с индук-
цией 1 Тл кристаллы А12Си ориенти-
руются длинными осями вдоль век-
тора магнитного поля, что вызывает
увеличение предела прочности при
растяжении в направлении ориента-
ции кристаллов с 64 до 112 МПа,
а при изгибе в поперечном направле-
нии — с 152 до 228 МПа.
Влияние постоянного электрического
поля на кристаллизацию отливок. Про-
пускание постоянного электрического
тока через кристаллизующуюся от-
ливку вызывает перераспределение не-
металлических включений. Так, в от-
ливках из алюминиевых сплавов и
стали наблюдается рост концентра-
ции водорода в направлении катода
и его частичное выделение на нем.
Степень рафинирования сплава по-
вышается с увеличением плотности
тока и времени обработки: для уда-
ления 20—30% водорода и повыше-
ния предела прочности на 10% необ-
ходима обработка в течение 30 мин
при плотности тока (0,54-3,0) 104 А/м2
[Н, 43].
При медленной направленной кри-
сталлизации электрический ток (с
плотностью более 10б А/м2) повышает
равномерность структуры сплавов: с
чисто электронной проводимостью (ано-
дом служит затвердевший металл) и
на основе железа (анодом является
жидкая фаза) [39].
Согласно существующим гипотезам,
постоянный электрический ток вы-
зывает измельчение структуры отли-
вок благодаря взаимодействию его
с токами термоЭДС в двухфазной
зоне. Так, при пропускании тока с
оптимальной плотностью (0,8-4-
1,0) 104 А/м2 предел прочности се-
рого чугуна увеличивается на 20—
40%, измельчается и изменяется фор-
ма графита [3]. Обработка током
плотностью (2,54-3,2) 104 А/м2 при-
водит к увеличению количества гра-
фитовых включений и дисперсности
цементита чугуна [18].
Электрическое поле, воздействую-
щее на металл в вакууме или атмосфе-
ре инертного газа, при разности по-
тенциалов до 600 В (анодом является
металл) вызывает удаление поверх-
ностно-активных примесей из металла
за счет поверхностной ионной эмис-
сии [16]. При разности потенциалов
до 20 кВ поле оказывает благоприят-
ное влияние на структуру и свойства
МГДформирование отливок
445
алюминиевых [45] и бронзовых [36]
кокильных отливок, причем характер
воздействия зависит от направлен-
ности поля. Это влияние объясняется
изменением теплообмена с окружаю-
щей средой при наложении поля.
Получение отливок из сплавов с силь-
но ликвирующими компонентами. Из-
бирательность воздействия поля элек-
тромагнитных сил на различные ком-
поненты кристаллизующегося метал-
ла в зависимости от их электропровод-
ности позволяет управлять процессом
их разделения.
Электромагнитная, сила, гомогенизи-
рующая сплав, равна
2 . . 2os ' I Oi .,
/эк — (Рг Pi) 05)
о Ох — о2
где индексы относятся к фазам: 1 —
к основной; 2 — к дисперсной.
В антифрикционном сплаве алюми-
ния со свинцом, имеющем вблизи
температуры ликвидуса вид эмульсии
свинца в алюминии, которая в обыч-
ных условиях быстро разделяется,
при наложении однородного поля
электромагнитных сил, направленных
вниз и «утяжеляющих» сплав, про-
исходит выравнивание эффективных
плотностей компонентов (плотность
свинца примерно в 4 раза больше,
а электропроводность в 4 раза меньше,
чем у алюминия) и резкое замедление
расслоения [6].
Технологический процесс включает
в себя:
приведение расплава в состояние
однородной жидкости (перегрев выше
температуры расслаивания или обра-
ботка ультразвуком);
наложение в процессе кристаллиза-
ции сил /эк, максимально приближен-
ных к расчетному значению (наиболее
просто это реализовать при непрерыв-
ном литье);
охлаждение со скоростью, доста-
точной для фиксации заданной дис-
персности и однородности распреде-
ления частиц.
Чем выше точность компенсации
разности плотности компонентов, тем
больше время сохранения гомоген-
ности сплава; так, если в обычных
условиях для сплава с 10% свинца
оно составляет 10 с, то при 90% ком-
пенсации это время возрастает в
6 раз [7].
Аналогично влияние электромаг-
нитных сил на распределение неметал-
лических включений. Например, при
утяжелении сплава АЛ 15 на 35---
75% частицы оксида алюминия раз-
мером более 0,01 • 10“3 м сосредоточи-
вались в верхней части слитка, а
не опускались, как при обычной кри-
сталлизации, на дно [33].
4. МГД формирование
отливок
Формирование поверхности отливок
может осуществляться как под не-
посредственным воздействием элек-
тромагнитных 1ил, уравновешиваю-
щих на этой поверхности силу тя-
жести (МГД-левитация), так и под
действием центробст <ых сил, возни-
кающих при МГЦ-вращении металла.
Первый способ получил широкое рас-
пространение при непрерывном литье
алюминиевых сплавов в электромаг-
нитный кристаллизатор.
Попытки получить отливки с по-
лостями при вращении в электро-
магнитном поле приводят к получе-
нию некачественной внутренней по-
верхности этих полостей и значитель-
ным затратам мощности. Для получе-
ния трубчатых стальных заготовок
может быть применено вращающееся
магнитное поле, создаваемое индукто-
ром (рис. 16) в металле, заполняющем
сифон. Под действием центробежных
сил металл поднимается в кристалли-
затор. Затвердевающая корсчка не-
прерывно вытягивается вверх [39].
В связи с неравномерным характе-
ром кристаллизации внутренняя по-
лость заготовки приобретает полиго-
нальное сечение, причем с увеличе-
нием толщины стенки количество гра-
ней уменьшается.
С помощью МГД-методов процесс
центробежного литья усовершенствует-
ся. Вращающееся синхронно с фор-
мой поперечное магнитное поле устра-
няет скольжение металла относитель-
но нее при заливке и позволяет сни-
зить скорость вращения формы в
1,5—2 раза без возникновения «дожде-
вания» металла [42]. Периодически
446
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ МГД-ВОЗДЕЙСТВИЙ
Рис. 16. Применение вращающегося
магнитного поля при получении сталь-
ных трубчатых заготовок [8]:
1 — сифон; 2 — кристаллизатор; 3 — ин-
дуктор; 4 — затвердевающая корочка
накладываемое на металл поле, вра-
щающееся с большей скоростью, чем
форма, позволяет интенсифицировать
перемешивание металла при кристал-
лизации. Совместное механическое и
электромагнитное вращение металла
вокруг двух взаимно перпендикуляр-
ных осей приводит к образованию в
отливке шаровой полости.
Список литературы
1. Бондарев Б. И. Плавка и литье
деформируемых магниевых сплавов.
М.: Металлургия, 1973. 288 с.
2. Вайнберг А. М. Индукционные
канальные печи. М.: Энергия, 1967.
415 с.
3. Ващенко К. И., Чернега Д. Ф.,
Воробьев С. Л. Свойства чугунных
отливок, закристаллизовавшихся в
песчаных формах под воздействием
электрического тока//МГД в металлур-
гии и литейном производстве. Киев:
ИПЛ АН УССР. 1972. С. 151—156.
4. Верте Л. А. Магнитная гидро-
динамика в металлургии. М.: Ме-
таллургия, 1975. 288 с.
5. Верте Л. А. Электромагнитная
разливка и обработка жидкого ме-
талла. М.: Металлургия, 1967. 206 с.
6. Гельфгат Ю. М. МГД-методы
получения композиционных материа-
лов в условиях квазиневесомости//
Изв. АН Латв. ССР. 1980. № 10 (399).
С. 75—92.
7. Гельфгат Ю. М., Семин С. И.
Распад жидкометаллических систем
с областью несмешиваемости в скре-
щенных электрическом и магнитном
полях//Магнитная гидродинамика.
1982. № 1. С. 61—70.
8. Германн Э. Непрерывное литье.
М.: Металлургиздат, 1961. 814 с.
9. Глотов Е. Б., Кайнов В. М.,
Лаугис Ю. Я. Магнитогидродинами-
ческая заливочная установка//Литей-
ное производство. 1985. № 10. С. 31.
10. ГоршковА. А., Полищук В. П.,
Цин М. Р. Применение однофазных
электромагнитных насосов в литейном
производстве//Литейное производство.
1962. № 8. С. 9.
11. Дегазация стали в ковшах и
изложницах при помощи постоянного
электрического тока/В. И. Явойский,
Д. Ф. Чернега, С. А. Телесов и др.//
Производство и обработка стали и
сплавов. М.: Металлургия. 1958. Сб.
XXVIII. С. 208—225.
12. Ефимов В. А. О применении
внешних воздействий на жидкий ме-
талл//Применение магнитной гидроди-
намики в металлургии и литейном про-
изводстве. Киев: ИПЛ АН УССР,
1981. Т. 1. С. 3—6.
13. Заливка чугуна магнитодина-
мическими насосами в условиях
массового изготовления гильз трак-
торных двигателей/В. П. Полищук,
В. К. Погорский, В. Ф. Злобин,
П. И. Загоровский//Литейное произ-
водство. 1981. № 8. С. 23—24.
14. Из опыта литья титановых ло-
паток под электромагнитным давле-
нием/В. И. Васенин, Ю. Г. Ковалев,
В. С. Самохвалов и др.//Магнитная
гидродинамика. 1978. № 3. С. 140—
141.
15. Исследование МГД-дросселей с
периодическим симметричным и не-
симметричным постоянными магнит-
ными полями/И. В. Витковский,
Ю. М. Гельфгат, Ю. К. Круминь,
В. П. Осипов/'/Магнитная гидродина-
мика. 1979. № 1. С. 105—110.
16. Кайбичев А. В., Ленин-
ских Б. М. Рафинирование жидких
металлов и сплавов в электрическом
поле. М.: Наука, 1983. 117 с.
17. Карклинь Я. X., Микель-
сон А. Э. О механизме влияния по-
стоянного магнитного поля на кри-
Список литературы
447
сталл изацию металлов и сплавов//
X Рижское совещание по МГД. Рига:
ИФ АН Латв. ССР. 1981. Ч. 3.
С. 105—106.
18. Коровин В. А. Влияние по-
стоянного тока на структуру чугуна//
Литейное производство. 1986. № 6.
С. 27.
19. Лиелаусис О. А. Гидродинамика
жидкометаллических МГД-устройств.
Рига: Зинатне, 1967. 196 с.
20. Литье под низким электромаг-
нитным давлением с применением
магнитодинамической установки
МДН-6/В. Н. Фикссен, В. П. Поли-
щук. В. А. Трефняк, В. Б. Долбан-
цев//Литейное производство, 1981.
№ 8. С. 21—22.
21. Лычев А. П., Черемисин А. И.
Кристаллизация металлов во внеш-
нем магнитном поле//Изв. вузов. Чер-
ная металлургия. 1978. № 11.
С. 158—161.
22. Мартынов О. В., Голиков С. К.
Влияние внешнего магнитного поля
на кристаллизацию стального слит-
Ка//Разливка стали в изложницы. М.:
Металлургия. 1984. С. 19—20.
23. Микельсон А. Э., Фолифо-
ров В. М. МГД-методы и устройства
в промышленности//Магнитная гидро-
динамика. 1975. № 1. С. 129—140.
24. Микельсон А. Э., Черный Э. Д.
Электродинамическое возбуждение и
измерение колебаний в металлах.
Рига: Зинатне, 1979. 152 с.
25. Мищенко В. Д., Микельсон А. Э.,
Крум инь Ю. К. Технология электро-
магнитного транспортирования легких
сплавов. М.: Металлургия, 1980. 128 с.
26. Надежников Н. М., Крауя В. М.,
Янкоп Э. К. Кондукционный МГД-
насос переменного тока для черных
металлов//Магнитная гидродинамика.
1979. № 1. С. 121—126.
27. Непрерывное литье во вращаю-
щемся магнитном поле/А. Д. Аки-
менко, Л. П. Орлов, А. А. Скворцов,
Л. Б. Шендеров. М.: Металлургия,
1971. 177 с.
82. Непрерывное литье в электро-
магнитный кристаллизатор/3. М. Ге-
Целев, Г. А. Балахонцев, Ф. И. Ква-
' сов и др. М.: Металлургия, 1983.
152 с.
29. Об управлении структурой кри-
сталлизующихся металлов постоян-
ным магнитным полем/М. Ю. Абрицка,
В. X. Витала, Я. X. Карклинь и
др.//Магнитная гидродинамика. 1976.
№ 3. С. 119—124.
30. Опытно-промышленная уста-
новка для электромагнитного воздей-
ствия на чугун в литейной форме/
А. И. Шевелев, В. К. Ханов, Н. А. Бон-
дарев, А. А. Тольский//Магнитная
гидродинамика. 1982. № 3. С. 141—
142.
31. Основные понятия магнитной
гидродинамики. МГД-устройства и
МГД-установки: Терминология. Вып.
100. М.: Наука, 1982. 47 с.
32. Повх И. Л., Капуста А. Б.,
Чекин Б. В. Магнитная гидродинами-
ка в металлургии. М.: Металлургия,
1974. 240.с.
33. Повх И. Л., Чекин Б. В. Маг-
нитогидродинамическая сепарация.
Киев: Наукова думка, 1978. 148 с.
34. Полищук В. П. Магнитодина-
мические насосы для литейного про-
изводства /Л итей ное производство.
1978. № 2. С. 29—31.
35. Полищук В. П., Самсоник В. А.,
Цин М. Р. Стабильность и точность
дозирования алюминиевых сплавов
магнитодинамическими установка-
ми//Л итей ное производство. 1983.
№ 10. С. 29—30.
36. Получение отливок из алюминие-
вой бронзы с применением электро-
статического поля/В. С. Шкляр,
В. Г. Сидоров, В. Д. Александров,
Э. Н. Кагадий//Применение МГД в
металлургии и литейном производ-
стве. Киев: ИПЛ АН УССР. 1981.
Ч. 2. С. 150—156.
37. Рабинович Б. В., Каменаро-
вич М. Б., Шадрин Л. В. Получение
отливок в бегущем пол е//Л итей ное
производство. 1974. № 9. С. 36—37.
38. Рютер П. П., Штельцер Р.
Футеровка электромагнитных жело-
бов для транспортировки жидкого
металла//Черные металлы. 1982.
№ 11. С. 15—18.
39. Самойлович Ю. А. Кристалли-
зация слитка в электромагнитном по-
ле. М.: Металлургия, 1986. 168 с.
40. Улучшение питания стальных
отливок бегущим магнитным полем/
Г. Г. Крушенко, В. П. Хрусталев,
М. Ю. Каневский и др.//Литейное
производство. 1977. № 9. С. 7— 8.
448 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
41. Фикссен В. Н., Смолякова Л. Г.,
Гаврутенко М. Ф. Локальное повыше-
ние жаропрочности тракторных порш-
ней при литье под электромагнитным
давлением//Усовершенствование про-
цессов литья фасонных отливок. Киев:
ИПЛ АН УССР. 1976. С. 50—63.
42. Цин М. Р., Полищук В. П.
Воздействие вращающегося магнит-
ного поля на процесс центробежного
литья/7Прикладная магнитная гидро-
динамика. Киев: Гостехиздат, УССР.
1963. С. 73—83.
43. Чернега Д. Ф., Бялик О. М.
Водород в литейных алюминиевых
сплавах. Киев: Техшка, 1971. 148 с.
44. Шевелев А. И., Ханов В. К.»
Будагьянц Н. А. Влияние электро-
магнитного перемешивания на струк-
туру и механические свойства чугун-
ных валков//Металлургическая и гор-
ная промышленность (Днепропет-
ровск). 1982. № 4. С. 50—51.
45. Шкляр В. C.t Александ-
ров В. Д., Бражник В. П. Влияние
электрического поля на затвердева-
ние отливок из алюминиевых спла-
вов//Првменение МГД в металлургии
в литейном производстве. Киев: ИПЛ
АН УССР. 1981. Ч. 2. С. 171—176.
46. Электромагнитное транспорти-
рование и заливка в формы жидкого
металла при фасонном литье магние-
вых сплавов/В. П. Полищук,
М. Р. Цин, В. И. Дубоделов, А. С. Зен-
кин//Литейное производство. 1968.
№ 12. С. 13—16.
47. Barzantny J. Electromagnetische
Pumpen und induktive Messeinrich—
tungen fur Aluminiumschmelzen hel-
fen beim Automat isieren//Giesserei.
1984. 12. S. 493—495.
48. Carbonnel A. Electromagnetic
Pump Application in Piston Produc-
tion//Die casting and metal moulding.
1976. 7. № 2. P. 7.
49. Hans R. Neue elektromagne-
tische Pumpen fur Aluminiumschmel-
zen//Giesserei. 1982. 69. № 2. S. 575—
579.
50. Kanicki D. R., Krohn B. R.
Taking the Heat off Molten Metal
Hardling//Modern Casting. 1984. 74.
№ 10. P. 22—24.
51. Kreuz B. Durch Wanderfeld-
Rinnen fliesst die Schmelze anfwarst/
Technische heute. 1986. 39. № 5.
S. 28—33.
52. Kurek K. Probna eksploatacja
elektromagnetycznego dozownika do
cieklych metali//Przeglad odlewnictwa.
1986. 35. № 4—5. S. 154—155.
53. Study of Electromagnetic Stir-
ring for a Slab Casten at Kakogawa
Works/Hiroshi Nakatao, Toshiyuki
Soljima, Tadashi Saito and ect.//
Steelmaking Proceeding (Detroit);
Proceedings of the 68th Steelmaking
Conference. 1985. V. 68. P. 243—250.
Глава VIH
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ
УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
Традиционные методы плавки
и литья не всегда могут обеспечить
необходимое качество получаемого
металла, поэтому в литейном произ-
водстве применяют специальные ме-
тоды обработки жидкого и кристалли-
зующегося металла.
Среди физических методов актив-
ного воздействия на расплав особое
место занимает ультразвуковая обра-
ботка высокой интенсивности с раз-
витием в жидком металле кавитацион-
ных процессов.
Активизация явлений в результате
кавитационных межфазных поверх-
ностных контактов в жидком металле
способствует образованию большого
числа зародышей рафинирования
и кристаллизации. Эта особенность
ультразвуковой обработки дает воз-
можность интенсифицировать про-
цессы рафинирования и кристал л и за-
Кавитационная прочность жидкого металла
449
ции с достижением принципиально
новых результатов в части повышения
чистоты жидкого металла и формиро-
вания предельно измельченного
литого зерна в слитках и отливках
из легких сплавов.
1. Кавитационная прочность
жидкого металла и условия
передачи мощного ультразвука
в расплав
Приложение к жидкости переменно-
го по знаку давления (как это имеет
место при распространении волны мощ-
ного ультразвука) приводит к раз-
рыву жидкости. Образующиеся в ме-
стах разрыва маленькие полости под
действием звукового поля ведут себя
по-разному. Одни из них пульсируют,
не меняя содержания парогазовой сме-
си внутри своего объема, другие ин-
тенсивно растут под действием
растягивающих напряжений звуковой
волны и односторонней диффузии газа
цз жидкости в полость, третьи начи-
нают смыкаться (захлопываться) под
действием сжимающих напряжений
звуковой волны с образованием мель-
чайших «осколков» пузырьков и раз-
витием больших локальных давлений
вблизи мест захлопывания.
Это явление называют акустической
или ультразвуковой кавитацией.
Для того чтобы кавитация началась,
необходимо к жидкости приложить
некоторое пороговое звуковое дав-
ление, называемое порогом кавитации
Н определяющее кавитационную проч-
ность жидкости.
Согласно кинетической теории
жидкости очень чистые вещества в жид-
ком состоянии должны разрываться
При очень высоких напряжениях рас-
тяжения, достигающих десятков мега-
паскалей. Однако реальная прочность
Жидкостей при знакопеременном
нагружении существенно ниже рас-
четной. Это связано с тем, что согласно
современным представлениям о ка-
витационной прочности жидкостей раз-
рыв ее при воздействии растягива-
ющих напряжений происходит в ме-
стах появления зародышей новой фазы.
Поскольку кавитационная прочность
15 Ефимов
реальной жидкости определяется
наличием слабых мест в виде инород-
ных примесей, следует рассмотреть
основные модели кавитационных
зародышей, чтобы выбрать наиболее
подходящую модель кавитационного
зародыша для расплавленных метал-
лов промышленной чистоты.
Растворимые в жидкости примеси
лишь косвенно влияют на процесс
разрыва жидкости, изменяя коэффи-
циент ее поверхностного натяжения.
Так, введение магния в сплавы типа
твердых растворов (например, в сплавы
системы Al—Mg) или добавок поверх-
ностно-активных примесей (таких,
как натрий и висмут) в расплав алю-
миния приводит к снижению поверх-
ностного натяжения металла не более
чем на 30%. Следовательно, кавита-
ционную прочность жидкости обес-
печивают нерастворимые примеси,
которые могут существовать в ней во
всех трех агрегатных состояниях. По-
видимому, нерастворимые жидкие
примеси вряд ли могут существенно
снизить прочность жидкости вслед-
ствие того, что молекулярные силы
сцепления основной жидкости и
примеси значительны. Это справед-
ливо и в отношении твердых примесей,
поверхность которых хорошо смачи-
вается исследуемой жидкостью.
Теоретические (Я. И. Френкеля)
и экспериментальные (Е. Н. Гарвея
[13]) исследования показали, что сни-
жение^ сопротивления жидкости ка-
витационному разрыву определяется
несмачиваемыми лиофобными твер-
дыми частицами, имеющими трещинки,
заполненные газом.
Адгезия жидкости к твердой поверх-
ности и ее смачивание измеряются
Да, т. е. разностью между суммой
поверхностных энергий оь и os на
границах соответственно жидкость —
пар (газ), твердое тело — пар (газ) и
энергией на границе жидкость—твер-
дое тело c8L:
Да = aL + а8 — <j8L. (1)
Согласно теории Я. И. Френкеля,
не размеры содержащихся в жидкости
взвешенных частиц, а только физико-
химические свойства жидкости и, в пер-
вую очередь, адгезия или смачивание
450 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
До определяют способность этих ча-
стиц стать зародышами кавитации.
Таким образом, если в жидкости
имеются взвешенные частицы со
сложным микрорельефом, то в тре-
щинках и углублениях таких частиц,
плохо смачиваемых жидкостью,
часто остается парогазовый зародыш.
Поэтому зарождение кавитационной
полости при действии растягивающих
напряжений звуковой волны всегда
начинается с парогазовой фазы в устье
трещины.
Реальный жидкий металл не являет-
ся идеальной жидкостью и содержит
значительное количество нераство-
римых примесей (так называемый
«планктон»). Поэтому его кавиiанион-
ная прочность в жидком состоянии
и его структура в твердом состоянии
после кристаллизации в значительной
мере определяются чистотой металла
по этим твердым неметаллическим
включениям [12].
Анализ зависимости кавитационной
прочности расплава от количества не-
растворимых примесей затруднен из-за
растворенного в жидком металле газа.
Поэтому, рассматривая условия
зарождения кавитационных полостей
в жидком металле, целесообразно рас-
сматривать систему в целом, т. е.
систему расплав —- неметаллическое
включение — газ.
Проведем анализ условий возникно-
вения кавитации на примере расплава
алюминия или системы жидкий алюми-
ний — оксид алюминия — водород.
Алюминий взаимодействует прак-
тически только с водородом и кислоро-
дом, причем последний присутствует
только в форме оксида алюминия
(А12О3), прочного химического соеди-
нения с низкой степенью термической
диссоциации. Оксид алюминия
обычно находится в металле не в виде
редких, замешиваемых в расплав с по-
верхности или попадающих вместе
с шихтой крупных частиц, а главным
образом в виде тонкодисперсной взвеси
размером менее 1,0 мкм [4]. В тех-
нически чистом алюминии, а также
в сплавах алюминия присутствует не
чистый оксид алюминия, а загрязнен-
ный оксидами сопутствующих про-
изводству алюминия примесей —
Fe, Mg, Ti, Si и другими примесями
и оксидами легирующих и модифици-
рующих компонентов, особенно ме-
таллов переходного класса с недо-
строенной d-оболочкой.
Водород в алюминии образуется
при разложении водяного пара, адсор-
бированного на поверхности алюми-
ния, при температурах более 500 °C.
При этом сущность реакции взаимо-
действия состоит в диссоциации пара,
образовании оксида алюминия и вы-
делении водорода [4, Ю].
Водород находится в расплавленном
алюминии главным образом в раство-
ренном состоянии. Равновесное при-
сутствие его в виде свободных пузырь-
ков экспериментально не доказано.
Вместе с тем установлено [4, 10]
тормозящее действие оксида алюми-
ния, взвешенного в расплаве, на про-
цесс диффузионного удаления водо-
рода из расплава.
Наибольшее число эксперименталь-
ных количественных оценок кавита-
ционной прочности жидкостей про-
ведено на воде и ее растворах. Это
связано с относительной простотой
постановки эксперимента в неагрес-
сивной низкотемпературной среде.
Изучение кавитации в жидком металле
(особенно в расплаве алюминия и его
сплавов, который реагирует практи-
чески со всеми известными материа-
лами и растворяет их) обусловило
серьезные затруднения, связанные
как с методикой введения ультра-
звука в расплав, так и с методикой
контроля условий возникновения
и развития кавитации.
За основу методики измерения по-
рога кавитации была взята методика
измерения кавитационного шума [12],
возникающего при кавитационных яв-
лениях (образовании и захлопывании
большого количества пузырьков
различного размера с собственными
резонансными частотами).
Кавитирующая жидкость излучает
белый акустический шум. Отдельные
частотные пики, соответствующие
резонансным частотам и субгармони-
кам кавитационных пузырьков,
складываясь с частотными сигналами
других кавитирующих пузырьков,
дают спектрограмму шумов, качествен-
но отличную от спектрограммы основ-
ного сигнала несущей ультразвуковой
*
i
Кавят&циоияая прочность жидкого металла
461
Рис. 1. Искажение сигнала основной
скую мощность, которая определяет
порог кавитации.
Если принять экспериментально
определяемую акустическую мощ-
ность Й7а, волновое сопротивление не-
кавитирующей жидкости (расплава)
(Ро плотность расплава, с0 —
скорость звука в расплаве), то звуковое
давление в докавитационном ре-
жиме можно оценить по уравнению
D /21ГарЛ_у/2
Рт ( ——- — J t
где S — поверхность излучателя.
Порог кавитации можно наблюдать
на экране осциллографа (рис. 1) по
развитию сигнала основной частоты
18 кГц, причем интенсивное развитие
кавитации заметно отличается по виду
от порога кавитации — начала ее
развития.
Изменяя в техническом алюминии
марки А7 последовательно содержание
водорода и оксида алюминия, изме-
ряют по разработанной методике порог
кавитации (рис. 2). Повышенное коли-
чество водорода, растворенного в рас-
плаве, оказывает влияние на пони-
жение порога кавитации только при
малой концентрации оксида алюми-
частоты при кавитации:
а — кавитация отсутствует; б — порог ка-
витации; в — режим развитой кавитации
частоты, на которой ведется обработка
ультразвуком данной жидкости.
Для количественной оценки порога
кавитации в расплаве проводят пря-
мое измерение акустической мощности,
вводимой в жидкий металл при уста-
новлении теплового баланса, методом
калориметрирования.
Полученные значения мощности
ультразвука сопоставляют с амплиту-
дой смещения излучателя и по значе-
ниям последней фиксируют акустиче-
$ 15»
1
Рис. 2. Влияние содержания оксида
алюминия и водорода в расплаве алю-
миния А99 ьа порог кавитации рк:
1 — содержание водорода 0,1 см’/100 г;
? -- 0,2- 3 - 0,3; 4 — 0,4
452 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
1. Кавитационная прочность
расплава алюминия и его сплавов
с магнием и цирконием
Расплав Порог кавитации (МПа) при темпера- туре расплава, °C
680 700 750
А! * 0,9 1,0 1,3
А1Н н 6% Mg 0,7 0,8 0,9
А1-н н 0,2% Zr 0,6 0,7 0,8
* Марка алюминия А99.
ния — 0,001—0,005%. Дальнейшее
снижение порога кавитации связано
главным образом с чистотой расплава
по твердым неметаллическим вклю-
чениям оксида алюминия. При увели-
чении концентрации А12О3 с 0,005%
до 0,1% порог кавитации снижается
с 0,8 до 0,55 МПа, т. е. на 47%,
2. Среднее волновое сопротивление
расплава алюминия * в зависимости
от колебательной скорости
излучателя (частота колебаний
18 кГц, диаметр
цилиндрического излучателя 20 мм)
S <0 1 О йЛЛ (£>В, М/с ха pkck'10“S‘ Г\ XX ГН-с/м3 Наличие кавитации
0 2 0,228 2,2 17 Кавитация отсутствует
5 0,56 8,6 2,6 Порог кавитации
10 1,29 40 2,4
15 1,69 100 2,7 Режим разви-
20 2,26 200 3,0 той кавитации
30 3,39 400 2,7
* Марка алюминия А99.
Примечание. £ — амплитуда
колебаний; <о — круговая частота.
Расчет по уравнению (2) отражает
условия передачи энергии ультразвука
в некавитирующую жидкость. Кроме
того, этот расчет основывается на
экспериментально фиксируемых ам-
плитуде колебаний излучателя и кар-
тине развития кавитации (фиксируется
с помощью щупа).
При измерениях между поверхно-
стью излучателя и щупа предусматри-
вают промежуток 10—15 мм. Вслед-
ствие этого условия развития кави-
тации вблизи поверхностей щупа и
излучателя различны. Поэтому рас-
считанные по уравнению (2) звуковые
давления можно рассматривать как
верхний предел порога кавитации.
Нижний предел порога кавитации рас-
считывают, уменьшив волновое со-
противление в 3—4 раза. Полученный
результат [при расчете по уравнению
(2)] можно уменьшить в 1,4—2,0 раза.
Порог кавитации жидкого металла
также зависит от температуры, вязко-
сти расплава поверхностного натя-
жения и наличия примесей переходных
металлов (Ti, Zr и др.), увеличива-
ющих адсорбцию водорода на оксидах
(табл. 1).
Для расплавов магния разной сте-
пени чистоты с защитой их поверх-
ности от возгорания с помощью флюса
при температуре 700 °C порог кавита-
ции равен 0,6—0,8 МПа. Это при-
мерно соответствует кавитационной
прочности алюминия технической
степени чистоты.
Кавитирующая жидкость представ-
ляет собой нелинейную среду, и ее
среднее волновое сопротивление
ркск, определяемое фактически излу-
чаемой в жидкость мощностью ультра-
звука Й7а и колебательной скоростью
((о5)2, должно постепенно падать до
некоторой установленной величины.
По данным табл. 2, с развитием
кавитации в расплаве алюминия ркск~
ж 0,16р0с0, что хорошо коррелируется
с полученными ранее результа-
тами [12].
Таким образом, чтобы получить мак-
симальный эффект действия ультра-
звука на расплав в процессах рафи-
нирования и кристаллизаций, необхо-
димо подвести ультразвуковую энер-
гию к расплаву таким образом, чтобы
Рафинирующая обработка расплава ультразвуком
453
создать в нем активную кавитационную
вону, а затем кавитирующий расплав
Либо пропустить через фильтровальную
йли дегазационную камеру, либо
осуществить последовательную кри-
сталлизацию.
При непрерывном литье слитков
лёгких сплавов с введением ультра-
звука в прилеточную коробку миксера
или соответственно в жидкую ванну
слитка эти условия легко реализуются.
При осуществлении процесса фасон-
ного литья чаще проводят ультразву-
ковую рафинирующую обработку в ти-
гельной печи и соответственно в ли-
тейной форме осуществляется процесс
затвердевания В' поле ультразвука.
«
2. Рафинирующая обработка
расплава ультразвуком
(до начала кристаллизациии)
Для получения качественного ли-
того металла (слитков или отливок)
расплав до начала кристаллизации
подвергают рафинирующей обработке
с целью снижения в жидком металле
концентрации водорода и твердых не-
металлических примесей (оксидов
И др).
Поведение жидких металлов с дис-
персными оксидными включениями
должно подчиняться общим законо-
мерностям коллоидной химии, т. е.
системы должны быть термодинами-
чески неустойчивыми и самопроизволь-
но коагулировать. Этого на практике
не происходит из-за малой подвижно-
сти частиц и адсорбции водорода у их
поверхности.
Механизму и количественным ха-
рактеристикам связи водорода и окси-
дов посвящен ряд исследований [4,
10]. Если гомогенные жидкие рас-
плавы без оксидов способны к обра-
зованию пересыщенных растворов
водорода при кристаллизации, то
в реальных жидких металлах, содер-
жащих оксиды, может легко идти
гетерогенное образование зародышей
пузырьков на подложке из оксида.
Подложка (частица оксида) может
иметь собственную кривизну по-
верхности или отдельные участки во-
гнутой поверхности в виде трещин
и щелей с радиусом кривизны. В этом
случае анализ распределения водо-
рода в объеме жидкого металла, со-
держащем «планктон* дисперсных
частиц оксида с криволинейными уча-
стками поверхности, показывает,
что возможно существование линз
молекулярного водорода при кон-
центрации даже ниже равновесного
значения.
Объем молекулярного водорода
на частицах оксида алюминия, доста-
точный для удержания их от оседания
в расплаве алюминия, равен приблизи-
тельно 1/2 суммарного объема твердых
частиц 14]. Поэтому и количество
водорода, находящегося в жидком алю-
минии в виде скоплений, пропорци-
онально концентрации оксида. По
этим данным можно судить о количе-
стве водорода в расплаве, находящемся
в молекулярной форме на взвешенных
частицах неметаллических примесей.
Доля свободного (молекулярного)
водорода составляет 0,01—0,2% по
объему, однако роль этих «дырок»
в жидком металле чрезвычайно велика,
так как они служат зародышами кави-
тации и дегазации расплава и опре-
деляют поведение последнего в про-
цессе рафинирования и кристалли-
зации.
Кавитационная обработка рас-
плава обеспечивает аномально бы-
стрый диффузионный рост зародышей
газовых пузырьков до размеров, спо-
собных подняться на поверхность ван-
ны с расплавом [12].
Если при отсутствии поля ультра-
звука пузырек медленно растворяется
из-за диффузии газа из пузырька в
жидкость, то в условиях пульсации
поверхности пузырька возникает на-
правленная диффузия газа из жидкости
в пузырек. Складываясь с нормальной
статической диффузией газа из пу-
зырька в жидкость, процесс одно-
направленной или, как ее часто назы-
вают, «выпрямленной» диффузии
может превысить нормальную диф-
фузию газа из пузырька при определен-
ных значениях звукового давления.
При протекании «выпрямленной»
диффузии наблюдаются следующие
эффекты пульсации полости:
диффузия газа из пузырька в жид-
кость направлена тогда, когда пузырек
сжат и концентрация газа в нем по-
454 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
_ц_|_ц_ЦМ_иЦ1—I—1—1-—Л1—ЖК-1—ЗИ-1~Ц-ИЖ——LIWML- tlltllWWI JI I—I Tl.l —ri—Ml'H П1—.ЛИ11И 10l»MlTi I ~ТИГ
Рис. 3. Влияние диффузии водорода ня динамику кавитационной полости
при звуковом давлении 10 МПа, обеспечивающем режим развитой кавитации,
при следующих значениях начального радиуса /?0, м:
а •» 10 -•«; б 10~а; iff —- / — результаты расчетов с учетам диффузии, $ — расчеты
б 23 учета диффузии
вышена; точно так же условием на-
правленной внутрь пузырька диф-
фузии газа из жидкости является
расширение пузырька, что приводит
к снижению внутри него концентрации
газа, т. е. количества молей газа в еди-
нице объема;
при кавитационной динамике поло-
сти площадь поверхности пузырька
в фазе расширения значительно боль-
ше, чем его поверхность в форме сжа-
тия; поэтому количество газа, диффун-
дирующего в полость в момент рас-
ширения, гораздо больше, чем количе-
ство газа, уходящего из пузырька
при его сжатии;
процесс диффузии зависит от тол-
щины диффузионного слоя, который
образуется в слое жидкости, окружа-
ющем пузырек; при сжатии пузырька
этот слой растет, а концентрационный
гр адиент уменьшается; при р асшир ении
пузырька толщина слоя уменьшается
и концентрационный градиент увели-
чивается, вызывая увеличение ско-
рости потока газа в пузырек.
Расчеты на ЭВМ [12] системы урав-
нений, связывающих диффузию водо-
рода из расплава в пузырек с динами-
кой последнего в поле переменного
звукового давления (например, с ам-
плитудой 10 МПа для трех значений
начального радиуса пузырька Ro
соответственно 100, 10 и 1 мкм),
подтвердили, что в результате одно-
направленной диффузии давление
внутри пузырька водорода в алюминии
растет на два, три и пять порядков
(рис. 3).
Активное развитие в жидком ме-
талле акустических течений, усилива-
ющихся при кавитационных режимах
обработки ультразвуком, позволяет
представить механизм ультразвуковой
дегазации жидкого металла в виде
следующих стадий:
зарождение пузырьков водорода на
поверхности твердых частиц примесей
собственных оксидов металла при зву-
ковых давлениях, превышающих вели-
чину адгезии жидкого металла к твер-
дой поверхности;
рост пузырьков водорода в резуль-
тате диффузии газа, направленной
внутрь пузырька из раствора, в зави-
симости от размеров исходного заро-
дыша, начальной концентрации водо-
рода в расплаве, амплитуды звукового
давления и времени кавитационного
воздействия;
коагуляция отдельных пульсиру-
ющих пузырьков в результате разви-
тия акустических микротечений,
развивающихся вблизи кавитирующих
пузырьков;
Рафинирующая обработка расплава ультразвуком
455
адсорбционный перенос на поверх-
ность крупного газового пузырька
твердых частиц оксидов, являющихся
основой для возникновения кавита-
ционных зародышей;
ускоренный вынос на поверхность
ванны с расплавом пузырьков газа
ва счет развития акустических макро-
потоков.
Эффективная дегазация расплава
возможна только в условиях протека-
ния активной кавитации и действия
акустических течений (рис. 4).
Ультразвуковое рафинирование
расплава под действием поля приводит
не только к удалению водорода (рис. 5),
но и к удалению твердых включений
оксидов, которые флотируются вместе
с пузырьками водорода и выносятся
на поверхность ванны с жидким метал-
лом.
В табл. 3 приведены результаты
рафинирующей ультразвуковой об-
работки (УЗО) литейного сплава типа
АЛ9 [12, 15].
Очистка расплава от твердых не-
металлических включений оксидов
приводит к повышению его жидко-
текучести (табл. 4).
При производстве отливок и слитков
ИЗ алюминиевых сплавов необходимо
проводить фильтрацию расплава от
твердых неметаллических примесей.
Одновременно с дегазацией расплава
2 4 6 8 10 12 /4 16 18
Амплитуда колебаний источника, мкм
Рис. 4. Влияние амплитуды колебаний
источника ультразвука на эффектив-
ность дегазации (удаления водорода
из расплава):
/ — технически чистого алюминия А7;
2 — промышленного сплава АМгб; I —
нет кавитации; II — начало кавитации;
III — развитая кавитация
этот процесс входит в общий комплекс
рафинирования жидкого металла и по-
вышения чистоты деформированных
полуфабрикатов из алюминиевых спла-
вов для изделий ответственного назна-
чения (фольги, крупногабаритных
панелей, плит, штампованных загото-
вок и др.). С этой целью применяют
фильтры разной конструкции (напри-
мер, с использованием кускового флю-
са, керамических труб, стеклосетки).
Для изготовления сетчатых фильтров
используют различные стеклоткани
со следующими размерами ячейки:
Марка стеклоткани ССФ-0,4 ССФ-1
Размеры ячейки, мм 0,4X0,4 0,6X0,6
ССФ-2 ССФ-3 ССФ-4
1,ОХ 1,0 1,3X1,3 1,7Х1,7
Рис. 5. Изменение содержания водорода в расплаве сплава АМгб при литье
крупногабаритного плоского слитка с размерами сечения 1700X300 мм и рас-
ходе расплава 80 кг/мин в зависимости от мощности (2—11 кВт) ультразвуко-
вой обработки в прилеточной коробке
456 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
3. Влияние длительности
ультразвуковой обработки
на содержание в расплаве
массой 45 кг водорода *1
и твердых неметаллических
включений *а
Номер плавки Длительность УЗО, мин Содержание Н», см8/100 г Объемная доля включений, % Средний раз- мер включений, мкм Число включе- ний на 1 мм1
0 0,20 1,18 2,95 753
3 0,18 0,60 2,85 550
1 6 0,15 0,33 2,35 572
9 0,14 0,34 2,3 667
20 0,11 0,11 1,99 369
0 0,15 0,54 442,8 459
о 5 0,13 0,30 2,85 334
10 0,08 0,14 2,15 360
15 0,08 0,14 2,07 380
*х Метод первого пузырька.
*2 Обсчет на приборе «Кванти-
мет-720».
4. Влияние ультразвуковой дегазации
расплава на жидкотекучесть
алюминиевых сплавов
для фасонных отливок
Сплав Жидкотекучесть * металла, мм
без ра- финиро- вания после продувки аргоном после обработ- ки уль- тразву- ком
АЛ9 500 550 670
АЛЗ 500 600 670
АЦР-1 600 660 720
* Определяется по длине спирали.
5, Фрактографический анализ излома
многослойного фильтра
из стеклоткани с размерами ячеек
0,4X0,4 мм
Число слоев в фильтре Номер слоя фильтра Размер задер- жанных частиц примеси, мкм Задержано частиц
1 1,0—10,0 Много
3 2 1,0—5,0 »
3 0,2—1,0 Мало
1 1,0—10,0 Очень много
2 1,0—5,0 Много
5 3 0,5—2,0 »
4 До 0,5 Мало
5 » 0,1 Единичные
Чем меньше размер ячейки, тем
более тонкие включения могут быть
задержаны на фильтре, т. е. может
быть осуществлено фильтрование более
высокой степени. Еще большего эф-
фекта достигают при использовании
многослойных фильтров из стеклотка-
ни с минимальным размером ячейки
0,4—0,6 мм. Однако исследования [10,
12] показывают, что при увеличении
числа слоев сетки с ячейкой 0,6 X
X 0,6 мм до двух необходимо увели-
чить столб жидкого металла до 500 мм,
а с применением более тонкой ячейки
0,4 X 0,4 мм или с увеличением числа
слоев с ячейкой 0,6 X 0,6 мм до трех
расплав не удается фильтровать из-за
капиллярных ограничений даже при
увеличении столба жидкого металла
более 500 мм.
В то же время развитие в жидкости
акустической кавитации способствует
преодолению капиллярных ограниче-
ний благодаря звукокапиллярному
эффекту [12]. Поэтому использование
ультразвука для осуществления тон-
кого фильтрования через многослой-
ные сетчатые фильтры можно пред-
ставить как самостоятельный процесс
очистки расплава от твердых включе-
ний в сочетании с процессом ультра-
Рафинирующая обработка расплава ультразвуком
457
Ряс. 6. Фрактограмма (Х2500) поверхности излома трехслойного фильтра из
стеклоткани с ячейкой 0,4ХОД мм после тонкой фильтрации 0,5 т расплава
сплава Д16ч с применением ультразвука (УЗфиральс-процесс):
а—в —* слои фильтра
6. Содержание водорода Н2, относительная пористость П
и коэффициент затухания ультразвука в плоских слитках
из сплава АМгб сечением 1700X300 мм в зависимости от уровня
мощности ультразвуковой обработки потока расплава
Уровень акустической мощности, кВт Содержание водорода (см3/100 г) в расплаве Свойства слитка
не подвергавшегося УЗО после УЗО
не подвер- гавшемся УЗО после УЗО Ня, см8/100 г п, % ^уз Н„ см8/100 г П, % Ку3
4,0 0,59 0,45 0,41 0,36 «ммйа»
5,0 0,60 0,42 0,44 0,6 1,93 0,35 0,51 1,75
7,0 0,58 0,39 0,41 0,66 1,83 0,33 0,55 1,67
11,0 0,56 0,29 0,38 0,56 1,80 0,20 0,40 1,50
ввуковой дегазации, когда у поверх-
ности многослойного фильтра соз-
дают зону развитой акустической ка-
витации.
Фрактографический анализ излома
многослойного фильтра (табл. 5, рис.6)
из стеклоткани с размерами ячейки
0,4X0,4 мм показывает, что в этом
фильтре задерживаются очень ма-
ленькие частицы примесей.
Исследования качества слитков
И изготовленных из них деформиро-
? ванных полуфабрикатов, а также фа-
сонных отливок из алюминиевых спла-
вов, прошедших ультразвуковое
рафинирование, показывают, что
этот метод очистки расплава от газо-
образных и твердых неметаллических
включений улучшает свойства литого
и деформированного металла.
В табл. 6 и 7 показано влияние уль-
тразвуковой рафинирующей обра-
ботки расплава на качество крупно-
габаритных плоских слитков и
толстых листов, а в табл. 8 — измене-
ние механических свойств точных от-
ливок под действием ультразвуковой
дегазации расплава.
458 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
7. Влияние УЗО потока расплава на склонность к расслоению листов
из сплава АМгб толщиной 10 мм [12]
Рафинирование
потока расплава
Характеристика серийное (без УЗО) с применением УЗО
Содержание водорода, см3/100 г: в расплаве в слитке в листе 0,6 0,33—0,37 0,3—0,34 0,3—0,33 0,20—0,25 0,18—0,22
Балл тепловой пробы II—III I
Долговечность при усталостных испытаниях до разрушения, 10б циклов 0,07—2,61 1,96—6,45
8. Влияние ультразвуковой рафинирующей обработки
на механические свойства точных отливок из сплава АЛ40 [12]
Способ литья Образцы Ультразвуковая обработка о , МПа в в, %
По выплавляемым моделям Отлиты отдельно —|— 260 340 1,0 1,5
Вырезаны из де- тали НН 240 280 0,5 1,0
В гипсовые формы —|— 230 270 1,0 2,0
3. Предельная степень
измельчения литого зерна.
Переход на недендритную
кристаллизацию
Основная цель металловедческих
исследований слитков и отливок из
черных и цветных металлов состоит
в изучении их дендритной структуры —
величины и формы дендритов, рас-
положения и размеров их дендритных
ветвей, дендритной ликвации и
дендритной пористости.
Дендритное строение — преимуще-
ственный вид структуры и при быстрой
кристаллизации сплавов, во всяком
случае при скоростях охлаждения до
106 °C/с.
Большое значение в изучении ден-
дритного строения имеет обнаружение
(одним из авторов настоящей главы)
гиперболической зависимости рассто-
яния между ветвями дендрита второго
порядка от скорости кристаллизации.
Расстояние между ветвями второго
порядка, как и статистически средний
размер ветвей дендритов, называемый
Предельная степень измельчения литого зерна
458
дендритным параметром, зависит
от скорости охлаждения. Сущность
зависимости связана с возрастающим
несоответствием теплопереноса и
массопереноса при повышении ско-
рости охлаждения.
Доказано следующее равенство:
d^Av~nt (3)
где d — дендритный параметр, мкм;
о — скорость охлаждения, 6С/с; Л
И п — коэффициенты.
Коэффициент А связан со свойствами
сплава. Его значение зависит от коэф-
фициента диффузии, концентрации
компонента в сплаве, коэффициента
распределения при кристаллизации
и так далее, хотя однозначного влияния
характеристик сплава на А пока не
найдено. Можно лишь указать на
тенденцию к возрастанию коэффици-
ента А с повышением коэффициента
диффузии и снижением степени леги-
рованности сплава.
Коэффициент п мало зависит от
состава сплава. Как показывают экс-
периментальные данные^ относящиеся
X самым различным сплавам, значение
п находится в диапазоне 1/4—1/2.
Для равноосных зерен п « 1/3. В этом
случае с повышением скорости охла-
ждения расплава при кристаллизации
на три порядка дендритный параметр
уменьшится на порядок.
В результате действия тех или иных
факторов зеренное строение становится
таким, что размер зерна приближается
к размеру дендритного параметра, т. е.
происходит переход от дендритной
кристаллизации к недендритной.
На размеры литых зерен влияет
скорость охлаждения, с повышением
которой зерно, как правило, измель-
чается. Однако большее воздействие
оказывают другие факторы — чистота
расплава, дезактивация примесей,
повышение температуры литья и
другие факторы.
На рис. 7 показано вертикальное
сечение литника слитка диаметром
280 мм из сплава МА-8 (система
Mg—Мп—Се). Помимо крупных
столбчатых кристаллов, растущих от
боковой поверхности и по оси слитка,
сверху имеется корочка кристаллитов,
затвердевающих за счет охлаждения
мениска металла после прекращения
Рис. 7. Структура литниковой части слитка диаметром 280 мм из магниевого
сплава МА-8:
в Т МакР°стР°ение в продольном направлении; б — дендритное зерно на границе
« фронтом столбчатых кристаллов; в — структура упавшего дендрита на фронте
кристаллизации •
460 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
Скорость охлаждения, °C /с
Рис. 8. Зависимость величины верна
от скорости охлаждения расплава:
1 — монокристаллический дендрит при
максимальной скорости отвода тепла от
отливки (слитка); 2 — область дендрит-
ных зерен; 3 — недендритное зерно или
дендритный параметр
подачи жидкого металла. Эта корочка
образуется, как правило, не мгновен-
но: ей предшествует стадия образова-
ния разрозненных дендритов, пада-
ющих на дно лунки. Упавшие ден-
дриты, имеющие благоприятную кри-
сталлическую ориентировку к на-
правлению теплоотвода, дают начало
новым столбчатым зернам, а рост кри-
сталлов с неблагоприятной кристал-
лографической ориентировкой пре-
кращается и не нарушает роста столб-
чатых кристаллов от поверхности.
На рис. 7, а отчетливо виден пояс
упавших зерен; толщина пояса увели-
чивается от поверхности слитка к его
центру и отражает изменение профиля
лунки. На рис. 7, б показано дендрит-
ное зерно, растущее с поверхности
и соприкасающееся с растущим на-
встречу ему столбчатым зерном, кото-
рое также имеет дендритное строение с
более мелкими (не выявляющимися при
увеличении в 20 раз) ветвями. Рас-
стояние между ветвями второго по-
рядка (дендритный параметр) в зерне,
растущемс сверху, равно 150 мкм,
а в столбчатом зерне — около 50 мкм.
На рис. 7, в показан упавший ден-
дрит, прекративший свой рост. Вы-
рождение зерна происходит уже на
поверхности лунки, о чем свидетель-
ствует измельчение дендритных ветвей
во второй (сужающейся) половине
зерна.
Таким образом, в конкретном случае
затвердевания литника слитка -маг-
ниевого сплава размер зерен не умень-
шается с повышением скорости кри-
сталлизации, а, наоборот, повышение
скорости кристаллизации и измельче-
ние ветвей дендритов приводят
к укрупнению зерна.
Сущность происходящих изменений
в структуре стала несколько ясней
в связи с открытием закономерности
недендритной кристаллизации *. Ока-
залось, что в результате усиления
зародышеобразования можно при
любой скорости охлаждения полу-
чить недендритное верно, величина
которого не зависит от других факто-
ров, кроме скорости охлаждения. Это
недендритное зерно является пре-
дельно мелким для данной скорости
охлаждения и по своим размерам
соответствует среднестатистическим
размерам ветвей дендритов, т. е. ден-
дритному параметру.
К недендритному измельчению зерен
приводит только повышение скорости
охлаждения, и, следовательно, кривая
дендритного параметра является
нижней границей величины зерна в за-
висимости от скорости охлаждения.
Выше этой границы (рис. 8) находится
область дендритных зерен.
По мере уменьшения отношения тем-
пературного градиента в жидкой фазе
к линейной скорости кристаллизации
фронт последней меняется от плоского
через ячеистый и ячеисто-дендритный
к дендритному. Плоский фронт дости-
гается только в особых условиях при
чрезвычайно малых скоростях кри-
сталлизации, таких, как при зонной
плавке. Другие формы роста следует
отнести к различному уровню развития
дендритной кристаллизации, причем
наиболее развитую форму имеет сво-
бодно растущий дендрит.
Недендритная структура образует-
ся также в условиях свободного роста
зерна. Различие состоит в том, что
границы недендритных зерен высоко-
угловые, а ветвей дендритов — мало-
♦ Закономерность кристаллизации
металлических материалов: Науч-
ное открытие. Диплом № 271/
В. И. Добаткин, А. Ф. Белов, Г. И. Эс-
кин и др.//Открытия и изобретения.
1983. № 37. С. 1.
л
Предельная степень намельчен ня литого зерна
481
Рис. 9. Области дендритных (а) и недендритных (б) зерен слитка диаметром
70 мм из сплава 1960 с характерными структурами (Х7600) по данным
просвечивающей электронной микроскопии.
В круглых скобках — индексы кристаллографической плоскости; в квадратных — ука-
занное стрелкой кристаллографическое направление
угловые. Именно по этому признаку
легко отличить недендритную струк-
туру от дендритной, применив методы
дифракции или фигур травления
(рис. 9).
Недендритное зерно, которое на-
зывают также иногда субдендритным,
додендритным и микрокристалличе-
v ским, получено в сплавах самых раз-
личных систем в очень широком диапа-
зоне скоростей охлаждения (рис. 10).
Исследованиями доказано, что не-
дендритная структура в алюминиевых
сплавах может быть получена не только
при высоких скоростях охлаждения,
но и в диапазоне сравнительно низких
н средних скоростей охлаждения от
10*tf (фасонное литье, крупногабарит-
ные слитки) до 102°С/с (слитки сред-
них и малых сечений). При таких
скоростях охлаждения стимулирова-
ние зародышеобразования дости-
гается сочетанием интенсивной УЗО
с введением в состав сплава модифика-
торов зародышевого типа.
Некоторые сильные модификаторы
типа скандия позволяют получить не-
дендритную структуру слитков ма-
лых и средних сечений без применения
УЗО. При высоких скоростях охла-
ждения образование недендритной
структуры облегчается заметным
докристаллизационным переохлажде-
нием расплава. Если докристаллиза-
ционное (первоначальное) переохла-
ждение достигает температуры спон-
танной кристаллизации с критиче-
ским размером зародыша, близким
462 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
Рис. 10. Влияние скорости охлаждения расплава на величину недендритного
зерна (11—13) и дендритного параметра (1—10) для алюминиевых (1—8, 11)»
магниевых (9, 12) и никелевых (10, 13) сплавов.
Скорость охлаждения приведена в °С/с
к размеру кластера, то образование
недендритной структуры, видимо, бу-
дет неизбежным без дополнительного
физического воздействия на расплав.
Экспериментальные данные показы-
вают, что с повышением скорости охла-
ждения в интервале 10е—101,J °C/с для
сплавов различных систем чаще наблю-
дается только недендритная (микро-
кристаллическая) структура (см.
рис. 8).
Применение ультразвуковой обра-
ботки в режиме развитой кавитации
для получения недендритной струк-
туры слитка (отливки) сводится к акти-
вированию взвешенных в расплаве
частиц примесей и образованию боль-
шого числа кристаллических заро-
дышей, растущих в узкой зоне пере-
охлаждения вблизи фронта кристал-
лизации.
Сформированная структура слитка
состоит из почти равноосных зерен
и носит название недендритной [12].
Слитки с недендритной (субдендритной)
структурой могут быть получены
в промышленных условиях для боль-
шинства высоколегированных алю-
миниевых сплавов, имеющих в своем
составе модификаторы.
Термин недендритная структура
отражает генезис ее формирования,
когда в специфических условиях уль-
тразвуковой обработки затвердева-
ющего расплава создается громадное
число центров кристаллизации,
а рост их ограничен температурными
условиями и развитие каждого ден-
дрита заканчивается на начальной
стадии формирования основной оси.
Эти представления легко укладывают-
ся в общую схему кристаллизации ден-
дрита (предложена А. А. Бочваром).
В соответствии с этой схемой модифи-
каторы зародышевого типа могут
привести к измельчению ветвей ден-
дритов при столь сильном эффекте
модифицирования, когда размер
зерна станет соизмеримым с размером
сечения ветви дендрита.
Возникновение в жидком металле
кавитации оказывает сильное катали*
тическое действие на систему рас-
плав — неметаллические твердые при-
меси, превращая последние в активные
центры кристаллизации. Нелинейный
характер динамики кавитационных
пузырьков, протекающий по механиз-
му цепной реакции, позволяет доста-
точно быстро (за несколько периодов
звуковой волны, что на частоте 18 X
X 103 Гц составляет 100—200 мкс)
сформировать у поверхности излучате-
ля ультразвука устойчивую область
кавитации, проходя через которую,
непрерывно поступающий в лунку
Предельная степень измельчения литого зерна
463
НИ I' ...... .. ..
ч
слитка жид^!Й металл пополняется
активными зародышами кристалли-
зации.
Исследования показали, что для
получения недендритной структуры
необходимо присутствие в составе спла-
ва модификаторов зародышевого
действия. Введение в состав сплава
небольших добавок переходных метал-
лов (Ti, Zr и др.) и активация некон-
тролируемых твердых примесей поз-
воляет резко увеличить число центров
кристаллизации. Таким образом,
’ультразвуковая обработка кристал-
лизующегося расплава, не меняя гете-
рогенного характера кристаллизации
твердого раствора на поверхности ча-
стиц химических соединений пере-
ходных металлов с алюминием, ак-
тивно размножает эти поверхности
за счет активирующего действия на
примеси.
Исследования структуры слитков
непрерывного литья легких сплавов,
при кристаллизации которых жидкую
ванну обрабатывали ультразвуком
в режиме развитой кавитации, в срав-
нении со структурой контрольных по-
казывают, что число реализуемых за-
родышей кристаллизации после ка-
витационной обработки увеличивается
на несколько порядков.
На рис. 11 дана диаграмма зависи-
мости числа центров кристаллизации
в единице объема круглых слитков
для случая, когда кавитационная об-
работка расплава отсутствует (без
УЗО) и используются лишь естественно
активные частицы «планктона» и
после кавитационной обработки рас-
плава в жидкой ванне слитка (с УЗО).
При этом на число реализуемых цен-
тров кристаллизации оказывает суще-
ственное влияние скорость охлаждения
расплава при кристаллизации или,
другими словами, объем кристаллизу-
ющегося расплава в единицу времени.
Так, при литье слитков малого размера
(диаметром 65—74 мм) кавитационная
обработка позволяет активировать
частицы «планктона» с реализацией
в 1 см3 расплава до 109 центров кри-
сталлизации против 103 при отсутствии
ультразвуковой обработки. При
литье слитков средних сечений (диа-
метром 270—285 мм) эта разница
сокращается до 104, при литье слитков
Рис. 11. Влияние кавитационной об-
работки жидкой ванны слитка не-
прерывного литья при УЗО на эф-
фективность активации неконтроли-
руемых твердых примесей и модифи-
цирующих добавок в слитках диамет-
ром 0,065—0,845 м из сплавов системы
А1—Zn—Mg—Си—Zr (сплавы 1973ч,
7050, 7010, 1960, В96ц-1 и др.).
При построении диаграммы и расчете
числа активных центров кристаллизации
предполагалось, что литые зерна в слит-
ках, полученных с УЗО (/) и без УЗО (2),
развиваются из одного центра
больших сечений (диаметром 830—
845 мм) различие в числе реализуемых
центров кристаллизации с УЗО
и без УЗО достигает 103.
Об активирующем действии ультра-
звуковой обработки в режиме кавита-
ции свидетельствуют и данные, полу-
ченные для слитков сплава 1960 (0,2%
Zr) при литье с повышенных темпера-
тур, когда предварительный перегрев
расплава в печи приводит к дезактива-
ции примесей и укрупнению структуры
слитка в спокойных условиях литья.
Обработка кристаллизующегося ме-
талла ультразвуковыми колебаниями
позволяет устранить процесс дезакти-
вации примесей во всем интервале
исследованных температур (рис. 12).
Практически это означает, что
ультразвуковая обработка предвари-
тельно перегретого расплава в ре-
жиме кавитации позволяет вновь акти-
вировать примеси и тем самым содей-
ствовать реализации в качестве цен-
тров кристаллизации всего запаса мо-
дификатора, содержащегося в составе
сплава.
464 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
Перегреб расплава относительно
температуры литья, °C
Рис. 12. Влияние температуры пере-
грева расплава на эффективность из-
мельчения зерна в слитке диаметром
70 мм из сплава 1960:
1 — литье с ультразвуковой обработкой;
2 — литье без ультразвуковой обработки;
штриховая линия показывает размер денд-
ритной ячейки слитка, кристаллизую-
щегося без ультразвукового воздействия
Подтверждением правильности из-
ложенного механизма ультразвуко-
вого воздействия на процесс форми-
рования недендритной структуры
являются результаты микрорентгено-
спектрального анализа дендритной
ликвации.
На рис. 13 приведены изоконцен-
траты меди в недендритной и дендрит-
ной структурах слитка сплава Д16,
анализ которых доказывает, что не-
дендритное зерно развивается после-
довательно по всем направлениям при
увеличении радиуса, но без членения
на дендритные ветви. По мере роста
недендритного зерна из-за встречного
роста других недендритных зерен его
форма может несколько отклоняться
от сферической (см. левую часть
рис. 13, а). Аналогичные изоконцентра-
ты, построенные для крупной дендрит-
ной ветви (см. рис. 13, б), свидетель-
ствуют о том, что развитие ветви
происходит также по всем направле-
ниям, но неравномерно.
^периф
Степень ликвации —•— в деп-
оцентра
дритной и недендритной структурах
практически одинакова и равна соот-
ветственно 5—6 для меди и 2?5—3,0
для магния, однако в недендритной
структуре происходит небольшое
увеличение объемной доли с наимень-
шими концентрациями легирующих
элементов, что, в свою очередь, объяс-
няется иным характером роста.
При недендритной структуре и ро-
сте сферического зерна накопление
легирующего компонента в жидкости
происходит менее интенсивно, чем
при росте цилиндрического зерна, ко-
4
Рис, 13. Изоконцентраты дендритной ликвации меди в зерне недендритной (а)
и дендритной (б) структур слитка из сплава Д16.
Штриховкой отмечено залегание эвтектики по границам дендритной ячейки
Предельная степень измельчения литого зерна
465
Рис. 14. Микроструктура
(Х50) центральной зоны
крупногабаритного слит-
ка диаметром 1200 мм (а)
и плоского сечением 165Х
Х550 мм (6) из сплава
1161 (система А1—Си—
Mg—Zr), отлитых с при-
менением УЗО (/) и без
УЗО (2)
торое можно рассматривать как модель
Дендритной ветви.
Важнейшей особенностью неден-
дритной структуры является отсут-
ствие дендритного строения зерна.
Такое зерно образуется лишь в том
случае, если в течение всего времени
кристаллизации (от момента возник-
новения зародыша до исчезновения
последних порций жидкого металла)
гладкая сферическая поверхность
верна остается устойчивой. Сохранение
устойчивости поверхности зерна
возможно, в свою очередь, лишь тогда,
когда переохлаждение расплава вблизи
поверхности растущего зерна не пре-
вышает величины, необходимой для
поддержания роста [11].
Переохлаждение расплава, опре-
деляемое несоответствием скорости
роста твердой фазы и скорости диффу-
зионного перераспределения атомов
в расплаве, приводит к выбрасыванию
ветвей дендритов и локальному снятию
переохлаждения. Создание готовых
поверхностей раздела при модифи-
цировании может снизить энергию
образования зародыша кристаллиза-
ции до (или ниже) уровня энер-
гии выбрасывания ветвей дендри-
тов.
Анализ результатов этих иссле-
дований, однако, показывает, что ис-
пользование УЗО как метода вовлече-
ния в процесс кристаллизации не-
контролируемых твердых примесей
в сочетании с модифицированием поз-
воляет получить измельченное не-
466 ЛИТЬБ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
дендритное зерно практически во всех
легких сплавах.
На рис. 14 приведены дендритная
и недендритная структуры плоского
и крупногабаритного круглого слит-
ков, полученных соответственно без
применения УЗО и с его применением.
При увеличении числа потен-
циальных зародышей кристаллизации
и одновременном повышении темпера-
туры расплава в жидкой ванне слитка
можно, по-видимому, добиться измель-
чения размеров зерна и ветвей ден-
дритов. При этом некоторое измельче-
ние дендритной ячейки будет не след-
ствием действия присадки модифика-
тора, а результатом изменения темпе-
ратурных условий, т. е. сужением
области роста кристаллов.
Использование в процессе непрерыв-
ного литья ультразвуковой обработки
расплава в жидкой ванне слитка с раз-
витием кавитации позволяет прибли-
зиться именно к таким условиям.
При этом увеличение числа реализу-
емых зародышей кристаллизации яв-
ляется не следствием фрагментирова-
ния твердой корочки, а результатом
вовлечения в процесс кристаллизации
неконтролируемых твердых примесей,
приобретающих активность в резуль-
тате кавитационной обработки.
4. Особенности непрерывного
литья цветных металлов
и сплавов с применением
ультразвуковой обработки
расплава в кристаллизаторе
Форма жидкой ванны слитка и ее
температурное поле определяют
структуру получаемого слитка при
непрерывном литье в кристаллизатор
скольжения. Применение внешних
факторов воздействия на жидкий
металл в ванне слитка, таких, как
механическое или электромагнитное
перемешивание, показало, что основа
механизма механического (перемеши-
вающего) действия — расширение
области жидкого металла с температу-
рой ниже температуры ликвидуса на
значительную часть или даже на весь
объем лунки. Область с пониженной
температурой занимает тем больший
объем жидкой ванны слитка, чем выше
интенсивность перемешивания. При
увеличении степени перемешивания
область захолаживаемого расплава
практически распространяется на
весь объем лунки, поэтому и размер
зерна (число центров кристаллизации)
находится в прямой зависимости от
скорости перемешивания.
Измельчение зерна при перемеши-
вании, как правило, сопровождается
огрублением и повышением неоднород-
ности его внутреннего строения. При
увеличении интенсивности перемеши-
вания растет время нахождения расту-
щего дендрита в жидкой фазе, так как
скорость оседания частиц заметно
ослабляется, соответственно пони-
жается скорость кристаллизации
взвешенных дендритов.
Наблюдения за процессом кристал-
лизации в поле электромагнитного
перемешивания сплавов, склонных
к образованию первичных интерметал-
лидов, показывают увеличение числа
и размеров избыточных кристаллов.
Возникает также местная ликвация
в форме полосчатости и скопления
первичных кристаллов.
В то же время ультразвуковая обра-
ботка высокой интенсивности в ре-
жиме развитой кавитации позволяет
повысить температуру жидкого ме-
талла в условиях существования жид-
кой ванны слитка при непрерывном
литье с интенсивным охлаждением
расплава водой.
Для установления количественных
оценок при литье круглых и плоских
слитков из алюминиевых и магниевых
сплавов проводили изучение темпе-
ратурного поля по методике «вмора-
живания» термопар в слиток [5].
Согласно этой методике в лунку слитка
помещают рамку с шестью хромель-
алюмелевыми термопарами в асбе-
стовой изоляции, горячий спай кото-
рых представляет собой оголенные
сваренные с оплавлением шарики диа-
метром 2,0 мм, а холодные спаи обра-
зуются длинными (более 1,0 м) отрез-
ками компенсационных проводов, при-
соединяемых к электронному потен-
циометру марки ЭПП-09 со шкалой
480—690 °C и временем пробега всей
шкалы 2,5 с.
Для оценки глубины лунки в ряде
случаев можно провести прямые изме-
। Особенности непрерывного литья цветных металлов и сплавов
467
рения расстояний до фронта кристал-
лизации с помощью проволочного
щупа, изготовленного из титанового
сплава ВТ-1.
На рис. 15 представлены результаты
измерений температурных полей
лунок слитков, отлитых в спокойных
условиях и при воздействии ультра-
звука с помощью колебательной си-
стемы с излучателем диаметром 40 мм,
что, согласно акустическим измере-
ниям, позволяет ввести в расплав
около 1 кВт акустической мощности.
Ориентировочные оценки, про-
веденные для чистого алюминия, пока-
зали, что доля теплоты, вносимой уль-
тразвуком, в общем количестве те-
плоты, поступающей в лунку, .со-
ставляет всего 3%. Однако по отноше-
нию к количеству теплоты перегрева
расплава в лунке доля вносимого
ультразвуком количества теплоты
увеличивается до 40%.
Анализ приведенных на рис. 15
диаграмм позволяет определить
основные особенности влияния уль-
тразвука на температурное поле лунки
указанных слитков. Если профиль
лунки круглого слитка алюминия,
отлитого в спокойных условиях, имеет
форму конуса с закруглением в виде
Чаши и температура в лунке незначи-
тельно превышает температуру ликви-
дуса, что характерно для случая по-
дачи жидкого металла концентриро-
ванной струей, то в ультразвуковом
Поле топография лунки претерпевает
значительные изменения — профиль
фронта кристаллизации спрямляется
и абсолютная температура расплава
в лунке растет на 15—20 6С.
Возникновение кавитации при
ультразвуковой обработке и по-
тери акустической мощности на
ее развитие приводят к появлению
в жидком металле интенсивных тече-
ний, которые меняют обычное для
спокойных условий литья направление
движения горячего металла от поверх-
ности ванны к фронту. При этом про-
исходит видимое спрямление поверх-
ности кристаллизации и некоторое
увеличение объема лунки. Перегрев
под действием ультразвуковой обра-
ботки фиксируется даже на расстоя-
нии 1—2 мм от поверхности кристал-
лизации (рис. 16).
Рис. 15. Топография акустических
крупномасштабных течений в жидкой
ванне слитков диаметром 270 мм при
литье технически чистого алюминия
марки А7 (/) и сплава 1960 (2):
я литье без УЗО; б — литье а УЗО
Переход на сплав, процесс кристал-
лизации которого характеризуется
формированием переходной области,
позволяет отметить дополнительное
влияние ультразвуковой обработки
на характеристики переходной обла-
сти. Из-за образования усадочного
зазора между слитком и нижней частью
кристаллизатора в случае литья слитка
в спокойных условиях переходная об-
ласть при приближении к периферии
слитка расширяется. Применение
УЗО (несмотря на запас дополнитель-
ного тепла перегрева) способствует
уменьшению размеров переходной
области, так как воздействие УЗО
уменьшает усадку металла и тем са-
468 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
Расстояние от фронта кристалла -
займа,мм
Рис. 16. Изменение температурного
градиента в жидкой ванне слитка
диаметром 270 мм из сплава 1960
по нормали к поверхности кристалли-
зации при ультразвуковой обработке
с акустической мощностью 1,0 кВт:
1 — литье с УЗО; 2 — литье без УЗО
мым приближает поверхность слитка
к кристаллизатору.
При ультразвуковой обработке
расплава в лунке слитка с развитием
кавитационных процессов сужение
переохлажденной зоны расплава
вблизи фронта кристаллизации про-
исходит благодаря внутреннему
источнику теплоты без предваритель-
ного перегрева расплава в миксере.
Кроме того, расплав в лунке непре-
рывно пополняется дополнительными
зародышами кристаллизации при
проходе через зону кавитационной
обработки.
Исследование температурного поля
лунки и конфигурации поверхности
кристаллизации показывает, что фронт
кристаллизации при УЗО становится
более плоским и температурный гра-
диент у фронта кристаллизации под
действием ультразвукового поля
увеличивается. Указанное влияние
кавитационной обработки позволяет
кристаллическим зародышам (при
их большом числе) начинать расти
в узкой переохлажденной зоне, что
приводит к измельчению недендрит-
ного зерна.
Таким образом, развитие в лунке
слитка непрерывного литья кавита-
ции меняет температурный режим жид-
кой ванны слитка, как, впрочем,
и температурный режим любого за-
твердевающего тела (например, тела
точной отливки, затвер тевающей в
керамической форме), на более после-
довательный, приближая зону роста
кристаллов к фронту кристаллизации
и существенно сужая ее.
Повышение температурного гра-
диента на фронте кристаллизации,
перегрев лунки и увеличение ее об-
щего объема с утонением твердой ко-
рочки приводит к уменьшению гори-
зонтального и вертикального раз-
меров переходной области.
Характерной особенностью не-
дендритной структуры является фор-
мирование полиэдрического зерна
без признаков членения на ветви с раз-
мером, эквивалентным размеру попе-
речного сечения ветви дендрита в ана-
логичном слитке, но кристаллизую-
щимся без УЗО. Это предельно мелкое
для данных условий кристаллизации
зерно может быть получено лишь
тогда, когда число реализуемых цен-
тров кристаллизации настолько ве-
лико, что выбрасывание ветвей не
происходит, а кристаллизация закан-
чивается на стадии формирования рав-
ноосного ядра дендрита.
Исследования структуры слитков
непрерывного литья легких сплавов,
при кристаллизации которых жидкую
ванну подвергают УЗО в режиме
развитой кавитации, в сравнении со
структурой контрольных слитков
(полученных без УЗО) показывают,
что число реализуемых зародышей
кристаллизации после кавитационной
обработки увеличивается на не-
сколько порядков. При этом роль
кавитации состоит в активации (сма-
чивании) расплавом мельчайших
твердых неметаллических примесей
и увеличении тем самым числа потен-
циальных зародышей кристаллиза-
ции [6]. Развитие кавитации в кри-
сталлизующемся расплаве в принципе
может привести к диспергированию
(разрушению) растущих дендритов
и размножению зародышей кристал-
Особенности непрерывного лнтья цветных металлов и сплавов
469
* Ливадии в виде «обломков» кристал-
. лов п, 2, И ].
Однако такое действие кавитации
проявляется лишь в случае прибли-
£ жения кавитационной области не-
С посредственно к фронту кристаллиза-
,г ции. В большинстве других случаев
. УЗО расплава в режиме развитой
? кавитации действует другой механизм
р^азмножения зародышей кристал-
лизации.
Важным отличием процесса непре-
рывного литья с воздействием на рас-
А плав акустической кавитации яв-
\ 2 ляется также возможность введения
в марочный состав сплавов дополни-
г; тельных легирующих компонентов,
образующих изолированные кри-
/ ’ сталлы интерметаллических соеди-
пений.
Особенностью первичной кристал-
лизации интерметаллических соеди-
нений и любых первично кристалли-
зующихся избыточных фаз в слитках
легких сплавов, получаемых методом
непрерывного литья, является зна-
чительное повышение температуры
начала кристаллизации по мере уве-
* • личения числа первичных кристаллов.
При этом температура на фронте кри-
. - сталлизации (рис. 17) оказывается не-
сколько ниже температуры двойной
эвтектики (или перитектики) вслед-
ствие переохлаждения на поверхности
растущих а-дендритов.
Наблюдаемый в реальных условиях
литья интенсивный теплообмен ме-
жду жидким металлом и твердой ко-
рочкой приводит к тому, что в большей
части жидкой ванны слитка темпера-
тура оказывается близкой к тем-
пературе двойной эвтектики, т. е.
ниже температуры ликвидуса. Это
неизбежно приводит к объемной кри-
сталлизации первично образующихся
избыточных фаз. Величина кристаллов
интерметаллидов поэтому не связана
со скоростью кристаллизации всего
слитка, а определяется числом актив-
ных зародышей кристаллизации,
образовавшихся в единице объема
. жидкого металла, а также продолжи-
тельностью движения первичных кри-
сталлов до фронта кристаллизации.
Процесс кристаллизации суще-
ственно меняется, если в результате
УЗО расплава в жидкой ванне слитка
Рис, 17. Температурные условия на
фронте кристаллизации и в объеме
жидкой ванны слитка диаметром 280 мм
из сплавов системы А1—Si:
1 — температура на поверхности растущих
кристаллов в зависимости от размеров и
условий охлаждения слитка; УЗО не
влияет на эту температуру (эксперимен-
тальные данные); 2 и 3 — температуры
в жидкой ванне слитка при литье соот-
ветственно с УЗО и без УЗО
перегреть жидкий металл на 15—
20 °C и на несколько порядков увели-
чить число активных зародышей кри-
сталлизации.
Рассмотрим в этой связи диаграмму
состояния А1—Si (см. рис. 17) в обла-
сти заэвтектических сплавов и про-
анализируем условия зарождения
и роста кристаллов кремния в двух
заэвтектических силуминах в жидкой
ванне слитка при УЗО и без нее.
При литье с УЗО сплава с содержа-
нием 13% (мае. доля) Si перегрев
расплава на 20 °C исключает образо-
вание первичных кристаллов крем-
ния в лунке на условно выбранном
расстоянии, приблизительно равном
50 мм от фронта кристаллизации; при
затвердевании без УЗО на том же
расстоянии от фронта кристаллизации
уже начинают образовываться первич-
ные кристаллы кремния, которые по
мере приближения к фронту могут
расти и образовывать крупные полно-
гранные кристаллы.
Кристаллизация сплава с содержа-
нием 17% (мае. доля) Si с УЗО и без
470 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
о ч 8 12 16 го гч
Амплитуда смещения из-
лучателя ультразвука, мкм
Рис. 18. Измельчение кристаллов крем-
ния под действием УЗО кристаллизую-
щегося расплава заэвтектического не-
модифицированного силумина с 17%
(мае. доля) Si. Литье проведено в
металлическую изложницу диамет-
ром 50 мм
УЗО сопровождается образованием
в объеме жидкой ванны слитка пер-
вичных кристаллов кремния. При этом
общая доля кристаллов кремния, по-
видимому, мало уменьшится при УЗО.
Однако при действии акустической
кавитации в объеме жидкой ванны
значительно увеличивается число
активных зародышей кристаллиза-
ции. Даже если считать, что в про-
цессе первичной кристаллизации
участвует только часть этих активных
зародышей, становится понятным, что
при УЗО расплава и одинаковом коли-
честве первичного кремния размеры dj
отдельных частиц при УЗО будут су-
щественно отличаться от размеров da
кристаллов кремния, образующихся
без УЗО.
Эффективность измельчения кри-
сталлов кремния можно выразить в ви-
де отношения
(4)
где rtj и — числа активных зароды-
шей кристаллизации соответственно
при УЗО и без УЗО.
Число активных зародышей (под-
ложек) па и степень перегрева расплава
в лунке слитка пропорциональны ин-
тенсивности УЗО расплава в режиме
развитой кавитации.
Таким образом, особенности вли-
яния акустической кавитации на
первичную кристаллизацию и втер-
металлидов и других избыточных фаз
в жидкой ванне слитка связаны с воз-
действием как на процессы зарождения
кристаллов, так и процессы их роста.
Для эффективного воздействия
УЗО на процесс первичной кристал-
лизации избыточной фазы необходимо
реализовать режим развитой кавита-
ции. Это, в частности, демонстрирует
кривая измельчения первичного
кремния (рис. 18) в немодифицирован-
ном силумине. По мере увеличения
амплитуды смещения излучателя уль-
тразвука при УЗО (интенсивность уль-
тразвука на постоянной частоте про-
порциональна квадрату амплитуды)
и более активного развития кавита-
ционных процессов средний линейный
размер кристаллов кремния умень-
шается в 5 раз. Происходит и некото-
рое общее уменьшение доли первичных
частиц кремния в сплаве.
При получении слитков непрерыв-
ного литья в случае, когда кавита-
ционная область локализована вбли-
зи поверхности излучения звука в верх-
ней части жидкой ванны расплава,
большое влияние на процесс кристал-
лизации интер металлидов оказывают
чистота шихтовой основы сплава, со-
держание в сплаве модифицирующих
добавок переходных металлов, тем-
пература расплава, размеры слитка
и интенсивности УЗО, т. е. те техно-
логические факторы, которые опре-
деляют формирование высококаче-
ственных слитков легких сплавов.
Так, в слитках диаметром 74 мм
из сплава 1960 с содержанием 0,15%
(мае. доля) Zr уменьшение чистоты
шихтовой основы снижает каталити-
ческое действие УЗО и увеличивает
получаемый размер зерна почти вдвое,
что имеет большое значение при произ-
водстве слитков крупных сечений (диа-
метром до 960 мм) из алюминиевых
сплавов с недендритной структурой.
В этом случае обязательно добавлять
в шихту алюминий высших марок.
При непрерывном литье с УЗО слитков
диаметром 65—960 мм из ряда высоко-
прочных сплавов типа В95пч (7010,
7012, 7050); Д16ч (2024, 2124), а также
1201, 1561 и других сплавов с введе-
нием в состав сплава (Zr+ Ti)
< 0,20% (мае. доля) при шихтовке
сплавов на алюминии марок А85 и А99
получают недендритную структуру
Особенности непрерывного литья цветных металлов и сплавов
471
без включений первичных интер-
метал лидов.
Применение технологии УЗО в про-
изводстве сплавов позволяет расши-
рить пределы модифицирования цир-
конием и титаном без образования
включений первичных интерметал-
лидов (табл. 9). При высоком содержа-
нии модификаторов зародышевого
действия в том случае, когда обра-
зующиеся интерметаллидные фазы
возникают и растут в поле акусти-
ческой кавитации, их размеры и форма
существенно отличаются от интер-
металлидов, кристаллизующихся без
воздействия ультразвука. Примене-
ние УЗО ведет к формированию боль-
шого числа дисперсных интерметал-
лидов компактной формы вместо
вытянутых кристаллов при литье слит-
ков без УЗО.
Аналогичные данные были получены
при изготовлении с УЗО слитков ряда
магниевых сплавов. Применение тех-
нологии УЗО при кристаллизации
слитков магниевых сплавов с неодимом
и иттрием (сплавы ВМД7, ВМД9)
в значительной мере влияет на измель-
чение литого зерна, а также интер-
металлидных фаз.
При ультразвуковой обработке
заметно меняется форма избыточной
фазы — зерна интерметаллидов на-
ряду с уменьшением их основных
размеров приобретают правильную
геометрическую форму.
Одним из существенных преимуществ
ультразвукового воздействия на
расплав является независимость
эффекта активации примесей в жидкой
ванне слитка от предыдущего пере-
грева металла. Эта особенность УЗО
позволяет осуществлять заливку при
более высоких температурах, что при
литье слитков с повышенным содержа-
нием тугоплавкого компонента необ-
ходимо для получения однородного
жидкого раствора. При этом важно,
что литье с УЗО при высоких темпе-
ратурах не приводит к потере активных
зародышей кристаллизации. Так,
при литье слитков диаметром 65—
285 мм из сплавов 1960, В96Ц-1 и дру-
гих сплавов системы А1—Zn—Mg—Си
с 0,15—0,18% (мае. доля) Zr при
повышенных температурах литья
(720—800 °C) всегда удается получить
9. Влияние концентрации
модификатора зародышевого типа
и УЗО на формирование
в слитках диаметром 74 мм
недендритной структуры
без первичных интерметаллидов
Содержание модификатора, % Размер литого зерна (мкм) при литье
титана цирко- ния с УЗО без УЗО
Сплав Д16ч
0,03 —— 300 550
0,03 0,12 120 280
0,03 0,16 82 190 ♦»
0,03 0,22 28 115*»
0,08 0,22 27 187*»
0,05 — 93 270
0,08 — 87 190
0,14 а— 50 150
0,13 0,06 50 130 *»
1,12 0,11 50 100*»
0,11 0,16 30 ** 100 *»
Сплав В95пч
’0,02 0,05 190 300
0,02 0,10 150 250
0,02 0,15 50 180
0,02 0,17 29 *г 150
0,07 0,17 36 « 150 *«
0,11 0,17 30 *! 144 *»
Формируется недендритная струк-
тура.
*2 Имеются первичные интерметал-
лиды.
недендритную структуру слитка без
алюминидов.
Проведенные исследования по
влиянию ультразвуковой кавитации
на процесс образования и роста интер-
металлидов позволяют считать этот
метод перспективным в технологии
легких сплавов.
Основные преимущества и области
применения УЗО при непрерывном
литье слитков, содержащих тугоплав-
кие компоненты:
расширение пределов легирования
легких сплавов переходными метал-
т ЛИТЬБ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
10. Параметры процесса литья с УЗО
слитков алюминиевых сплавов
Диаметр слитка, мм Скорость литья, мм/с Акустиче- ская мощ- ность, кВт
70—100 0,6—0,8
100—200 1,5—3 0,8-1,0
200—300 0,6-1,5 1,0
300—400 0,4-0,6 1—3
400—600 0,3—0,4 „у
600—1000 0,2—0,3 7—12
Примечание. Частота ультра-
звука 18 кГц.
лами без опасения получить первичные
интерметаллические соединения; при-
меняют, например, при литье слитков
средних и крупных сечений для по-
вышения содержания, % (мае. доля):
циркония в сплавах 1960, В96Ц-1,
1933, 1973, 1161 с 0,12 до 0,15; титана
в сплавах системы А1—Mg (АМгб
и др.) с 0,06 до 0,15; марганца в сплаве
АМц с 1,4 до 1,8 и т. п.;
измельчение и равномерное распре-
деление по объему первичных кри-
сталлов тугоплавких компонентов
в специальных сплавах, являющихся
своего рода композиционными матери-
алами; применяют, например, при
получении слитков заэвтектических си-
луминов или других сплавов на основе
алюминия или магния, содержащих
избыточную фазу;
расширение номенклатуры легких
сплавов, в которых применение УЗО
расплава при непрерывном литье с оп-
тимизацией шихтового состава позво-
ляет получить недендритную струк-
туру. Рекомендуемые параметры
процесса непрерывного литья слитков
с УЗО (18 кГц) расплава в кристалли-
заторе приведены в табл. 10.
Часто считают, что уже при дефор-
мации 80—85% (коэффициент вытяжки
6—8) можно добиться достаточно высо-
ких свойств деформированного металла
независимо от исходной структуры
слитка. В то же время широкие иссле-
дования и более чем полувековой опыт
развития технологии легких сплавов
позволяют сделать вывод, что, не-
смотря на сильное влияние деформации
на измельчение структурных составля-
ющих слитка, исходное строение слит-
ка оказывает определяющее воздей-
ствие на качество деформированного
полуфабриката.
При рассмотрении связи строения
слитка с качеством деформированного
металла главными элементами стро-
ения слитка, наследуемыми металлом
после деформации, являются:
размеры зерна и дендритной ячейки
в слитке;
размеры местных неоднородностей
структуры в виде ликвации первичных
интермета л лидов, наличия дендрит-
ной пористости и скопления оксидных
плен;
внутридендритная ликвация пере-
ходных металлов, легирующих сплав
и определяющих устойчивость твер-
дого раствора и склонность сплава
к процессу рекристаллизации.
Измельчение размеров литого
верна и дендритной ячейки и особенно
формирование недендритной струк-
туры слитка непрерывного литья с раз-
мером зерна, приближающимся к раз-
меру дендритной ячейки, соответ-
ствующей данной скорости кри-
сталлизации, дает возможность упра-
влять структурой и свойствами дефор-
мированных полуфабрикатов самого
различного вида. Однако переход имен-
но на недендритную структуру слитка
резко поднимает запас пластичности
при комнатной температуре (рис. 19)
и в температурном интервале дефор-
мации (рис. 20), что заметно сказы-
вается на снижении трещинообразо-
вания при литье крупногабаритных
слитков из высокопрочных алюмини-
евых сплавов и облегчает процесс их
горячей деформации.
Недендритная структура не меняет
прочностных свойств слитков, но по-
вышает их пластичность в литом и
горячедеформированном состоянии.
Повышение пластичности в литом со-
стоянии дает возможность увеличить
сечение слитков высокопрочных
сплавов системы А1—Zn—Mg—Си
без образования трещин. Так, макси-
мальный размер круглых слитков типа
В95пч можно увеличить с 830 до
960 мм.
Особенности непрерывного литья цветных металлов и сплавов
478
Рис, 19. Механические свойства по сечению отожженных крупногабаритных
слитков диаметром 830 мм из сплава типа 1161 при 20 °C:
1 *-< литье с УЗО; 2 литье без УЗО
Недендритная кристаллизация при
непрерывном литье с УЗО позволяет
в значительной мере улучшить поверх-
ность слитка в результате уменьшения
в 2—3 раза глубины неслитин, что
дает экономию при обточке слитка
перед деформацией (рис. 21).
Переход на недендритную кристал-
лизацию слитков высокопрочных
алюминиевых сплавов приводит к уве-
личению технологической пластич-
ности при горячей деформации. Так,
пластичность при испытаниях на удар
и растяжение крупногабаритных
слитков диаметром до 830 мм из спла-
вов типа В95пч (7010, 7012, 7050
и др.) с недендритной структурой более
чем в 2,0 раза выше, чем у слитков
этого же сечения из сплава В95пч
с дендритной структурой. Ука тнное
преимущество литого металла с не-
Дендритным зерном обеспечивает
получение крупногабаритных прессо-
ванных и штампованных изделий. При
горячем прессовании труб из сверх-
прочных сплавов 1960 и В96ц-1 ско-
рость прессования может быть увели-
чена с 1,2—1,5 до 2,5—3,0 м/мин при
сохранении качества поверхности
только благодаря переходу на заго-
товку с недендритным зерном.
Применение УЗО расплава при кри-
сталлизации плоских слитков поли-
графического цинка ЦМП приводит
ж измельчению структуры и повыше-
нию плотности слитка, что привело
к увеличению выхода годных изделий
при прокатке в 1,8—2,2 раза [3].
Измельчение структуры плоских и
круглых слитков магниевых сплавов
в результате УЗО [12] также повы-
шает качество прессованных, катаных
и штампованных изделий.
Однако главное преимущество не-
дендритной структуры литой заготовки
проявляется при производстве дефор-
Рис. 20. Приведенная ударная вяз-
кость (KCU/00,2) крупногабаритных
слитков диаметром 830 мм, определен-
ная на 1/2 радиуса в интервале тем-
ператур горячей пластической де-
формации:
1 — для сплава типа 1973 с недендритной
структурой (литье с УЗО); 2 — для сплава
типа В95 пч с дендритной структурой
(литье без УЗО)
474 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
Рис. 21. Макрострукту-
ра ели псов диаметром
845 мм из сплава типа
1973 в зоне неслитин:
а -= литье с УЗО; б — литье
без УЗО
мированных изделий сложной формы
без увеличения усилия деформации.
Переход на недендритную (субден-
дритную) структуру слитка откры-
вает новые технологические возмож-
ности улучшения качества деформи-
рованного металла независимо от схемы
деформирования. Другими словами,
возможность перехода на недендрит-
ную структуру слитка позволило по-
дойти к главной задаче металлургии —
улучшению структуры и свойств де-
формированных полуфабрикатов, на-
следующих структуру исходной
литой заготовки и, следовательно,
в случае ее существенного улучшения
приобретающих повышенные харак-
теристики.
Структура небольших штамповок
из сплава 1960 при переходе от круп-
нозернистой литой заготовки к мелко-
зернистой (не^ен^ритной) становится
оддорояной (рис. 22). Если структура
штампованной заготовки, полученной
из крупнозернистой заготовки, пред-
ставляет собой вытянутые в направле-
нии деформации крупные блоки с мел-
кой субструктурой, то при субден-
дритной структуре заготовки картина
меняется. Во всем объеме штампован-
ной заготовки формируется однород-
ная мелкозернистая структура с тон-
кими выделениями вторых фаз.
В табл. 11 приведены результаты
сравнительных испытаний на растя-
жение штампованных изделий из
Рис. 22. Микроструктура (Х250) центральной части штамповок из сплава
1960, полученных из слитка с дендритной (а) и недендритной (б) структурами
^собеяяости непрерывного литья цветных металлов * сплавов 47#
сплава 1960, полученных из слитков
с дендритной и недендритной струк-
турами.
Применение отливок с недендритным
верном приводит к одновременному
повышению прочностных и пласти-
ческих характеристик штампованной
ваготовки не только по средним, но
И по минимально гарантированным
значениям. Ударные испытания по-
казывают, что применение УЗО сни-
жает анизотропию и повышает удар-
ную вязкость в опасном хордовом
направлении с 58—63 до 65—
75 кДж/м2, т. е. в среднем на 15%.
Последующие исследования струк-
туры изломов показали четкую наслед-
ственную связь исходной литой струк-
туры с характером разрушения штам-
пованной заготовки при испытаниях.
Для поверхности излома ударных об-
разцов с крупным зерном, полученных
без УЗО, характерна волокнистость,
связанная с высокой долей (до 40%)
межзеренного разрушения, которое
В данном случае проходит по границам
Волокна. Направление волокон совпа-
дает с направлением распространения
трещин. При этом по границам волокна
наблюдается много вторичных трещин.
Поверхность межзеренного разруше-
ния гладкая и не содержит следов
пластической деформации. Поверх-
ность излома образца, вырезанного
из штампованной заготовки, полу-
ченной из слитка с недендритной
структурой, не имеет волокнистости.
Эта поверхность более шероховатая,
что свидетельствует о распределении
трещин на разных микроуровнях, за-
трудняющих их распространений.
Частицы вторых фаз гораздо более
дисперсны. Они редко попадают в из-
лом и не оказывают большого влияния
на разрушение. Преобладают разру-
шения (80% площади) по границам
мелких равноосных зерен.
Не менее убедительно доказывают
преимущества недендритной струк-
туры слитка сравнительные исследо-
вания кованых и прессованных полу-
фабрикатов.
Нодендритная кристаллизация при-
водит к формированию не только
равномерной зеренной структуры
твердого раствора, но и к увеличению
в структуре слитка, а затем и в струк-
П. Влияние УЗО расплава
при кристаллизации слитка
на механические свойства
штампованных гзделий
Параметр Структура литов заготовки
Недеид ит* йюе эеоио (литье с УЗО) Дендритное зерно (литье без УЗО)
аа, МПа б. % 646"— 680 (668) 4,9—5,9 (5,2) 625—649 (630) 2,1—4,3 (3.3)
Примечание. Результаты при-
ведены по 25 испытаниям на вариант.
В скобках даны средние значения.
туре деформированного полуфабри-
ката плотности выделения дисперсных
интерметаллических фаз, образуемых
присутствующими в сплаве тугоплав-
кими компонентами.
Указанное различие в структурах
способствует более равномерной пла-
стической деформации в объеме зерна
и получению полигонизованной струк-
туры. Это подтверждается изучением
специальных структурно-чувствитель-
ных характеристик, таких, как кор-
розионная прочность под напряже-
нием, сопротивление ползучести
и усталости, вязкость разрушения и
скорость распространения трещины
(СРТ). Например, при коэффициенте
интенсивности напряжения 9 МПа-м1/2
в пределах цикла скорость распростра-
нения трещины в прессованной полосе
толщиной 6,0 мм из сплава В96ц-1
уменьшается почти на порядок.
Электронная фрактография и испы-
тания на вязкость разрушения поз-
воляют установить связь между зерен-
ной структурой исходной литой за-
готовки й сопротивлением разрушению
в прессованной полосе из сплава В96ц-1
(табл. 12).
Раскрытие усталостной трещины
при испытаниях на вязкость разру-
шения происходит со значительным
затуплением трещины в зоне перехода
476 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
12. Влияние зеренной структуры слитка на вязкость разрушения Kic прессованной полосы из высокопрочного сплава В96ц-1
Структура слитка Размер зерна, мкм Вязкость разрушения К1с» МПа-м1/3
Дендритная 500 34,5
Недендритная 40 50,0
» 20 53,0
к долому в зависимости от типа струк-
туры полосы. Разрушение полосы,
полученной из слитков с недендритной
структурой, происходит без рассло-
ения вокруг дисперсных интерметал-
лидов, в то время как долом полосы,
изготовленной из слитка с дендритной
структурой, осуществляется хрупко
с образованием видимых расслоений
вокруг грубых интерметаллидных ча-
стиц.
5. Улучшение структуры
и свойств фасонных отливок
под действием
ультразвуковой обработки
расплава в форме
Затвердевание фасонных отливок
из алюминиевых сплавов в керами-
ческих и гипсоасбестовых формах ма-
лой теплопроводности, а также в ме
таллических изложницах (кокилях)
характеризуется значительно мень-
шей скоростью охлаждения расплава
по сравнению Со скоростью охлажде-
ния при непрерывном литье слитка.
В связи с этим структура и свойства
фасонных отливок, полученных в та-
ких условиях, уступают структуре
и свойствам слитка. В то же время
многочисленные детали, такие, как,
например, турбинные диски, крыль-
чатки вентиляторов и тому подобные
детали могут быть изготовлены
(рис. 23) только методами точного
литья, позволяющими без механиче-
ской обработки сформировать одновре-
менно массивную ступицу и тонко-
стенные лопатки. Ряд сложных дета-
лей может быть получен и при литье
в кокиль.
С помощью ультразвукового воздей-
ствия на процесс кристаллизации мож-
но регулировать структуру и свойства
литого металла, а также улучшить
условия заполнения тонкостенных
лопаток с выходной кромкой до 0,1 мм.
Представляют интерес результаты
исследования температурного поля,
структуры и свойств конкретных ли-
тых деталей авиационных турбохоло-
дильников.
При исследовании температурного
поля кристаллизующейся отливки
хромель-алюмелевые термопары с ого-
Рис. 23. Фасонные детали из алюминиевых сплавов, отлитые с воздействием
ультразвука на расплав, кристаллизующийся в литейной форме
Улучшение структуры и свойств фасонных отливок
477
денными спаями монтируют по сече-
нию отливки. Для этого термопары
предварительно укрепляют в восковой
модели. Затем происходит формирова-
ние керамической корки, после чего
модель выплавляют. В результате про-
ведения указанных операций термо-
пары прочно закрепляются в керами-
ческой форме. Запись кривых охла-
ждения осуществляется на электрон-
ном потенциометре ЭПП-09 с интер-
валом отсчета 2,5 с и скоростью дви-
жения диаграммной ленты 24 м/ч.
Процесс формирования отливки
начинается с момента поступления
в литейную форму расплавленного ме-
талла.
Во время заполнения формы рас-
плавом решающее влияние на запол-
нение сечений, теплообмен с формой,
плотность стенок и так далее оказы-
вает гидродинамика течения металла.
Применение в этот момент дополни-
тельных внешних источников воздей-
ствия, таких, как избыточное давле-
ние, вакуум, низкочастотная вибра-
ция, ультразвук, способствует улуч-
шению процесса течения металла и,
следовательно, улучшению условий
формирования отливки.
После того как заполнение формы
Закончится, течение металла прекра-
щается. Дальнейшая организация
структуры происходит в результате
отдачи теплоты в форму и протекания
Процесса затвердевания, которое
зависит от ряда факторов. Природа
сплава, его интервал кристаллизации,
теплопроводность формы и др. — все
это оказывает большое влияние на
формирование отливки.
После того как металл в форме
полностью затвердевает, форма и от-
ливка начинают отдавать теплоту одно-
временно.
Термическая усадка отливки и рас-
ширение формы приводят к созданию
между ними зазора, который меняет
условия теплообмена между отливкой
и формой. В случае литья в неметал-
лические формы с высокой пористо-
стью можно считать, что материал
формы создает «неограниченный»
зазор.
Просушенная этилсиликатная или
гипсоасбестовая форма является
(по классификации А. И. Вейника)
типичным капиллярно-пористым те-
лом, процесс теплопередачи в котором
протекает чрезвычайно сложно.
Процесс теплопередачи от расплава
к форме больше всего зависит от того,
аккумулируется это тепло формой или
нет. Металлическая форма отводит
тепло быстрее, чем песчаная, а послед-
няя способствует отводу тепла во
много раз интенсивнее, чем просушен-
ные и прокаленные формы для точного
литья.
Опытные и практические данные
по точному литью алюминиевых спла-
вов показывают, что процесс затверде-
вания отливки в гипсовых и этил-
силикатных формах обычно продол-
жается 5—10 мин; в песчаных —
занимает 1—2 мин. При этом следует
учитывать, что процесс точного литья,
как правило, проводят в подогретые
до 80—120 °C формы, что дополни-
тельно уменьшает скорость тепло-
передачи.
Применение ультразвукового ме-
тода воздействия на процесс кристал-
лизации точных отливок в керамиче-
ских формах приводит к развитию
кавитации, а введение в объем рас-
плава более 100 Вт акустической
мощности — к значительному разо-
греву металла в форме. Перегрев ме-
талла под действием ультразвука при-
водит к изменению структуры отливок
и улучшению заполняемости тонких
каналов в поле ультразвука [12].
На рис. 24 приведены результаты
измерений температурного темпа
затвердевания отливки вентилятора
из сплава АЛ9. Анализ кривых пока-
зывает значительное замедление
процесса затвердевания в поле ультра-
звука по сравнению с кристаллиза-
цией, протекающей без воздействия
ультразвука.
Исследование процесса кристал-
лизации многих сплавов показало, что
действие ультразвука значительно
меняет температурный темп затвер-
девания при кратковременном (в те-
чение 1—2 мин) действии ультра-
звука, т. е. время действия ультра-
звука значительно меньше, чем
время кристаллизации отливки в спо-
койных условиях.
В табл. 13 приведены результаты
измерения размеров зерен в объеме
478 ЛИТЬВ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
Рис. 24. Кривые охлаждения различ-
ных зон фасонной отливки турбин-
ного колеса из сплава АЛ9 (первая
отливка в верхнем ряду на рис. 23).
1—3 — с УЗО; 4 ~ 6 — без УЗО; 1 и 4 —
центр отливки; 2 и 5 — основание ло-
патки; 3 и 6 — тело лопатки
отливок из некоторых литейных алю-
миниевых сплавов. Анализ* данных
показывает, что в условиях замедлен-
ного теплообмена УЗО позволяет сфор-
мировать структуру с зернами, размер
которых приближается к размеру ден-
дритной ячейки, т. е. можно прибли-
зиться к условиям формирования не-
дендритной структуры (см. рис. 32).
Резкое изменение структуры не
могло не сказаться на росте прочно-
стных и пластических характеристик
отливок из исследованных сплавов.
В табл. 14 приведены типичные свой-
ства ряда опытных партий отливок,
выполненных по серийной технологии
свободной заливки без УЗО и с при-
менением УЗО при литье в автоклаве.
13. Влияние ультразвуковой обработки
расплава при кристаллизации
на изменение размеро в зерна
отливок из сплавов АЛ! 9 и В124
Марка сплава Место вырезки образцов Размер зерна, мкм
при сво- бодной заливке при УЗО | расплава [ в форме
В124 Центральная часть 710 80 ♦
Ступица 510 140
Лопатка 500 240
АЛ 19 Центральная часть 800 75 *
Ступица 600 80 *
Лопатка 530 140
* Недендритное зерно.
Разработан [9] комплексный метод
модифицирования с применением УЗО
силуминов типов АЛ9-1 (7—8% Si)
и ВКЖЛС-2 (20—22% Si), когда УЗО
сочетается с введением в состав сплава
комплексных модификаторов, со-
держащих Ti + Zr + В или Na +
4* Р + S. Ультразвуковую обработку
осуществляют как в гигле перед раз-
ливкой, так и в процессе кристаллиза-
ции в нагретой металлической форме.
Возможна также двойная ультра-
14. Влияние УЗО расплава при кристаллизации
на механические свойства отливок из алюминиевых сплавов
Марка Вид Литье с УЗО расплава в форме Литье без УЗО расплава в форме
сплава термической обработки ав а0,2 в, % а0,2 в, %
МПа МПа
АЛ9 Т5 210 180 5,0 180 160 4
В124 Тб 390 360 2,5 340 310 1
АЛ 19 Т5 340 270 5 280 220 3,5
АЦР Т1 200 160 1,5 160 130 1
I
Оборудование для ультразвуковой обработки расплава
479
Рис. 25. Влияние модифицирования (М) и ультразвуковой обработки рас-
плава в тигле (УЗО-I), а также в процессе кристаллизации (УЗО-II) на меха-
нические свойства сплавов АЛ9-1 (а) и ВКЖЛС-2 (б) при литье в металличе-
ские формы. Столбики на диаграмме соответствуют процессам литья:
1 «м без М и УЗО; 2 — без М, но с УЗО-1; 3 — без М, но с УЗО-П; 4-сМ без УЗО;
5 — с М и УЗО-1; 6 — с М и УЗО-П [91
звуковая обработка расплава в тигле
и форме.
На рис. 25 показаны диаграммы
изменения механических свойств
отливок из сплавов АЛ9-1 и ВКЖЛС-2
При ультразвуковой обработке модифи-
цированных и немодифицированных
сплавов.
Во всех случаях применение УЗО
Привело к измельчению зерна, эвтек-
тических колоний и росту пластичности
металла. Особенно сильно действие
УЗО проявилось в сочетании с моди-
фицированием.
6. Оборудование
для ультразвуковой обработки
расплава
Большое значение при ультразвуко-
вой обработке расплава имеет выбор
волноводно-излучающей системы, ко-
торый начинается с выбора типа пре-
« образователя. Промышленностью вы-
пускается несколько типов преобразо-
вателей, среди которых наибольшее
применение для ультразвуковой обра-
Дк/ ботки расплава получили преобразо-
А I1 ватели группы ПМС, в частности стерж-
, невые преобразователи ПМС-15А-18.
*
Z
ч
V,
1.
Техническая характеристика
стержневого преобразователя
ПМС-15А-18
Мощность потерь, кВт 4,0
Напряжение питания, В 360 ±80
Резонансная частота,
кГц.................... 18 ±0,5
Ток подмагничивания, А 15 ±3,0
Напряжение датчика об-
ратной акустической свя-
зи, В.................. 500—1000
Амплитуда смещения
торца трансформатора
колебаний, мкм .... 15
Габаритные размеры пре-
образователя, мм ... . 0175X353
Масса, кг.............. 13
Преобразователь состоит из четы-
рех основных элементов: активного
элемента (двигателя), выполненного
в виде замкнутого магнитопровода
(пакета) из штампованных О-образных
пластин сплава ЭП207 (пермендюра);
датчика АОС-акустической обратной
связи, выполненного из тех же пла-
стин, что и двигатель; согласующего
элемента — трансформатора упругих
колебаний в виде усеченного конуса
из стали 45, к широкому основанию
которого припаяны активный элемент
и датчик АОС. Узкое основание конусо-
480 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
К генератору
Рис. 26. Типичная волноводно-излу-
чающая система для обработки рас-
плава алюминия и сплавов на его
основе в процессе непрерывного литья:
1 — преобразователь; 2 — волновод; 3 —
излучатель (инструмент); 4 — слиток; 5 —
кристаллизатор; 6 — миксер
образного трансформатора диаметром
65 мм имеет резьбовое отверстие
М20Х1.5 для соединения преобразо-
вателя с волноводно-излучающей си-
стемой. Преобразователь помещен в
водоохлаждаемый бачок с уплотни-
тельным элементом, через который
на штепсельный разъем выводятся
концы обмотки преобразователя. В пре-
образователе имеются три обмотки:
возбуждения, подмагничивания дат-
чика АОС и собственно АОС.
От ультразвукового генератора к об-
мотке возбуждения подводятся два
напряжения — постоянное и перемен-
, ное, под воздействием которых в этой
обмотке протекает постоянный ток
поляризации (подмагничивания) и
переменный ток возбуждения. Поляри-
зующий и переменный токи, проходя
через обмотку возбуждения, создают
в его камере постоянный и перемен-
ный магнитные потоки, в силу чего
пакет изменяет свои линейные раз-
меры с частотой, равной частоте пере-
менного тока возбуждения. Этот пря-
мой эффект магнитострикции приводит
к тому, что в пакете (двигателе) воз-
никают продольные упругие колеба-
ния, передающиеся на трансформатор
колебаний и далее через волноводно-
излучающую систему в расплав.
Одновременно с этим колебания транс-
форматора, созданные двигателем (па-
кетом), сообщаются датчику АОС, ко-
торый поляризуется от генератора.
В обмотке АОС возникает напряже-
ние (обратный эффект магнитострик-
ции), которое может быть использо-
вано для автоматической подстройки
частоты генератора в соответствии
с частотой преобразователя, а также
для контроля режимов работы волно-
водно-излучающей системы.
Волноводно-излучающая система для
обработки расплава может быть по-
строена из самых различных однород-
ных и неоднородных звеньев. Типич-
ная волноводно-излучающая си-
стема состоит из двух звеньев: волно-
вода (концентратора) и излучателя
(инструмента) (рис. 26), соединенных
с помощью резьбового соединения с
трансформатором (концентратором) ко-
лебаний стержневого магнитострик-
ционного преобразователя
ПМС-15А-18.
Длину экспоненциального волновода
(концентратора) определяют по фор-
муле ________________
/ = (5)
где dx и d2 — диаметры торцов волно-
вода соответственно широкого и уз-
кого; f — частота.
Обычно волноводные элементы чаще
выполняют коническими, тогда длина
полуволнового волновода
I = -у- а, (6)
где а — коэффициент, изменяю-
щийся соответственно от 0,5 до 0,55
по мере увеличения отношения d-Jd2,
т. е. по мере усиления концентрации
упругих колебаний.
Излучатель (инструмент) удобнее из-
готовлять в виде полуволнового ци-
линдра, считая, что при этом в ос-
новном излучатель работает как пор-
шень.
Для различных условий возможно
составление волноводно-излучающей
системы из различных элементов ци-
линдрической, конической, экспонен-
циальной и ступенчатой формы —
важно только обеспечить во всех
этих случаях резонанс системы и пере-
дачу в расплав значительной акусти-
ческой мощности с реализацией ка-
витационного режима излучения.
Оборудование для ультразвуковой обработки расплава
481
Если волновод чаще всего изготов-
ляют из стали 45 без особых требова-
ний к ее качеству, то для материала
излучателя, непосредственно контакти-
рующего с жидким металлом, должны
быть оговорены следующие условия:
хорошая смачиваемость жидким алю-
минием в ультразвуковом поле;
малое поглощение ультразвуковых
колебаний;
высокая температура плавления;
повышенный предел выносливости
и отсутствие разрушения при действии
знакопеременных нагрузок;
незначительное изменение упругих
свойств при нагреве;
способность выдерживать большое
число тепл осмей;
малое разрушение в расплаве.
В полной мере этим требованиям
удовлетворяют только металлы. Кера-
мики и другие огнеупорные материалы
(оксиды металлов, карбиды и т. д.),
как правило, быстро разрушаются из-
за температурного градиента и одно-
временно действующей знакоперемен-
ной нагрузки.
Для ультразвуковой обработки ра-
сплава алюминия и сплавов на его
основе наиболее высокие эксплуата-
ционные характеристики показывают
излучатели из тугоплавких металлов
и, в частности, сплавов на основе Nb.
Выбор в качестве материала ин-
струмента ниобиевых сплавов для дли-
тельной работы в течение нескольких
часов в высокотемпературном расплаве
алюминия и его сплавов обусловлен,
прежде всего, малой чувствительно-
стью упругих характеристик этой
группы сплавов к изменению темпера-
туры.
С другой стороны, при небольшой
длительности процесса, например, в
технологии фасонного литья, когда
время ультразвуковой дегазации не
превышает 30 мин, повсеместно нашли
применение излучатели из титана и
его сплавов, легко заменяемые и вос-
станавливаемые с помощью сварки или
наварки изношенной части.
Модуль нормальной упругости нио-
бия в отличие от практически всех
высокотемпературных металлов и
сплавов (титан, молибден, вольфрам,
сталь и др.) не меняется в интервале
температур 20—1200 °C, в то время
16 Ефимов
как для всех этих материалов он при
нагреве монотонно падает (16].
Термическая стабильность упругих
характеристик ниобия обусловила со-
хранение акустических свойств при
работе в расплаве. В самом деле, длина
волны X через скорость ультразвука с
на частоте f прямо связана с модулем
нормальной упругости Е соотноше-
нием
к =-у-=-у У£/Р, (7)
где р — плотность расплава.
Таким образом, волновые размеры
резонансной колебательной системы
будут практически теми же при холо-
стых испытаниях и работе на расплав,
когда инструмент прогревается до
400—700 °C. Термическая стабиль-
ность колебательной системы, в свою
очередь, создает хорошие условия для
стабилизации частотного диапазона
всей приборной цепочки: генератор —
преобразователь — колебательная си-
стема.
Специфика работы излучателя уль-
тразвука в расплаве такова, что при
длительном взаимодействии его мате-
риала с жидким алюминием и его спла-
вами в поле акустической кавитации
могут проходить одновременно сле-
дующие физико-химические процессы:
растворение материала излучателя в
жидком металле; диффузия жидкого
металла в материал излучателя; ка-
витационное (эрозионное) разрушение
поверхности излучателя.
Для ультразвуковой обработки ра-
сплава магниевых сплавов широко
применяют излучатели из стали 45.
Для того чтобы повысить эффектив-
ность УЗО, расплав необходимо под-
вергнуть хорошей кавитационной про-
работке. Это возможно только при
условии сохранения автоподстройки.
Выпускают различные типы ультра-
звуковых генераторов с автоподстрой-
кой. Наибольшее применение получил
ультразвуковой тиристорный генера-
тор УЗГ-2-4М (УЗГ-2-4, УЗГ-З-4 и др.),
используемый для питания единичного
стержневого магнитострикционного
преобразователя марки ПМС-15А-18
в режиме акустической обратной связи.
Для питания одновременно двух пре-
образователей ПМС-15А-18 исполь-
482 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
4
Рис. 27. Промышленный тиристорный
ультразвуковой генератор УЗГ-2-4М
мощностью 5,0 кВт
зуют более мощный тиристорный гене-
ратор марки УЗГ-З-10.
Мгновенная готовность к работе ти-
ристорных генераторов (без предвари-
тельного нагрева ламп), воздушный
метод охлаждения, упрощение обслу-
живания (по сравнению с ламповыми
генераторами) и другие особенности
тиристорных генераторов обеспечили
их широкое применение в промышлен-
ности.
Типичный тиристорный генератор
ультразвуковой частоты (рис. 27) смон-
тирован в металлическом шкафу, пе-
редняя панель которого снабжена кон-
трольно-измерительными приборами,
сигнальными табло, кнопками и руч-
ками управления.
Генератор состоит из следующих
основных блоков и узлов: силового
выпрямителя, инвертора, блоков уп-
равления, питания и защиты, выпрями-
теля тока подмагничивания и панелей
управления, контроля и сигнализа-
ции.
Техническая характеристика
тиристорного ультразвукового
генератора УЗГ-2-4М
Выходная электрическая
мощность, кВт......... 4,5 ±0,5
Напряжение, В:
выходное............ 360 ±80
питания (трехфазное
с нейтральным прово-
дом) ............... 380 ±5
Выходная частота (ре-
гулируемая), кГц ... 17,5—19,2
Коэффициент полезного
действия, %........... 70
Частота напряжения пи-
тания, Гц............. 50
Размеры (длина X ши-
рина X высота), мм . . 720Х580Х
Х1350
Масса, кг............. 250
В генераторе предусмотрена воз-
можность дистанционного управле-
ния выносными кнопками, смонтиро-
ванными у рабочего места литейщика,
расположенном на расстоянии до 50 м
от места установки генератора.
Устройства для ультразвуковой дега-
зации расплава алюминиевых сплавов
в тигельной печи. Ультразвуковой де-
газатор УЗД-200 для обработки 100—
200 кг расплава в тигельной печи
перед разливкой в формы [12] изго-
товляют двух моделей: с передвиже-
нием по полу цеха и по монорельсу
(рис. 28). Этот агрегат УЗД-200 ра-
ботает в сочетании с любым ультра-
звуковым генератором и эксплуати-
руется в радиусе 20—30 м от генера-
тора. Для поочередной, работы четы-
рех преобразователей типа
ПМС-15А-18 используется специаль-
ный коммутатор. Последний посред-
ством механического реле времени и
электродвигателя позволяет через 15—
20 с переключать сеточную цепь гене-
ратора на обмотку обратной акусти-
ческой связи следующего по очереди
преобразователя. Поэтому в течение
всего периода работы дегазатора каж-
дый преобразователь находится в оп-
Оборудование для ультразвуковой обработки расплава
488
Рис. 28. Схема ультразву-
кового дегазатора под-
весного типа УЗД-200 для
обработки расплава в
печи (а) и рабочий момент
ультразвуковой дегаза-
ции (б)
тимальном режиме одинаковые проме-
жутки времени, вследствие чего до-
стигается хорошая обработка всего
объема жидкого металла.
Техническая характеристика
установки УЗД-200
Мощность, кВт:
генератора потребляе-
мая ........ .... 17
генератора выходная 10
акустическая (по дан-
ным калориметр иро-
вания в воду) .... 1,6
привода для передви-
жения .................... 0,5
Частота, кГц........... 19,5
Тип преобразователя . . ПМС-15А-18
Число преобразователей 4
На ряде заводов эксплуатируется
модернизированный дегазатор
УЗД-200М. Он предназначен для обра-
ботки 150—250 кг расплава в тигель-
16*
484 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
Рис. 29. Схема ультразвуковой обра-
ботки алюминиевых сплавов в сифоне
при переливе £ 12]:
а— ультразвуковое излучение направлено
навстречу газовым пузырькам; б — напра-
вление ультразвукового излучения совпа-
дает с направлением газовых пузырьков;
1 — тигель с расплавом; 2 — сифон; 3 —
расплав; 4 — излучатель ультразвука; 5 —
магнитострикционный преобразователь;
6 — приемный тигель; 7 — фильтрующая
насадка
ной печи. Используя штепсельные разъ-
емы, дегазатор быстро подключают
к той или иной плавильной установке.
Для комбинированной ультразвуко-
вой обработки расплава в вакууме
могут быть применены конструктив-
ные решения, аналогичные показан-
ным на рис. 29. В этих случаях обра-
ботку ведут при переливе из одной
емкости в другую через сифон.
При достаточно высоком уровне ин-
тенсивности ультразвуковой обработ-
ки, когда амплитуда колебаний источ-
ника ультразвука достаточна, чтобы
процесс шел в режиме развитой кави-
тации, главным параметром эффектив-
ности процесса рафинирования яв-
ляется его продолжительность.
Опыт эксплуатации ультразвуковых
дегазаторов типа УЗД-200 и УЗД-200М
на машиностроительных заводах пока-
зал, что при дегазации 50—250 кг
расплава оптимальное технологическое
время ультразвуковой обработки, обес-
печивающее дегазацию расплава на
50%, можно определить из соотно-
шения
2К-1,2^5°
где т — длительность дегазации, с;
т — масса расплава, кг; п — число
работающих излучателей; Т — тем-
пература расплава (700—770 °C); К —
коэффициент коррекции (К = 1 при
5= 15-7-20 мкм; К = 1,8 при £ ==
= 10-5-12 мкм).
В соотношение (8) введен числовой
множитель 2, означающий, что общее
технологическое время складывается
из двух последующих обработок с пере-
рывом. Такой режим обработки свя-
зан с кинетикой процесса дегазации,
когда сформировавшиеся в кавитацион-
ном поле пузырьки затем должны
скоагулировать и выделиться на по-
верхность расплава. Непрерывное из-
лучение ультразвука в этом случае
может оказать тормозящее действие
на процесс и снизить его эффектив-
ность.
Технологические режимы ультра-
звуковой дегазации приведены в
табл. 15.
15. Технологические режимы
ультразвуковой дегазации
в зависимости от массы расплава
Масса Режим обработки, мин
Первая Пере- Вторая
плавки,
кг обра- рыв обра-
ботка ботка
50 6 - -
80 4 5 5
100 5 5 5
120 6 6 6
150 8 5 8
180 10 5 10
200 10 5 20
250 14 5 20
Оборудование для ультразвуковой обработки расплава
48Б
Рис. 30. Схема ультразвукового рафинирования потока расплава алюминиевых
сплавов в прилеточной коробке миксера емкостью 10—40 т [12]:
1 — прилеточная коробка; 2 — блок с источником ультразвука; 3 — механизм движения
блока; 4 — клеммная коробка; б — излучатели ультразвука; 6 — расплав; 7 — летка;
8 — кристаллизатор
Ультразвуковое рафинирование в по-
токе при непрерывном литье легких
сплавов проводят с помощью устройств
'(рис. 30) с несколькими источниками
ультразвука, устанавливаемыми на пу-
ти между миксером и кристаллиза-
тором.
Чтобы получить возможность уп-
равлять процессом структурообразо-
вания при кристаллизации слитка,
ультразвуковую обработку необхо-
димо перенести непосредственно в жид-
кую ванну слитка.
Для введения мощного ультразвука
в жидкую ванну слитка непрерывного
литья в промышленных условиях не-
обходимо оптимизировать следующие
элементы:
конструкцию и выбор материалов для
изготовления волноводно-излучающих
систем и литейной оснастки (распреде-
лительных воронок, желобов и др.);
конструкцию устройств, состоящих
из ряда колебательных систем, обес-
печивающих равномерную обработку
по сечению круглых и плоских слит-
ков малых, средних и крупных раз-
меров;
поиски систем стабилизации режи-
мов излучения ультразвука за счет
автоматизированной подстройки ча-
стоты генераторов и перехода на тири-
сторные схемы, надежно работающие
в течение трехсменной эксплуатацион-
ной нагрузки.
На рис. 31 показано промышленное
устройство для литья крупногабарит-
ных слитков с недендритной структу-
рой диаметром 850—1200 мм с несколь-
кими источниками ультразвука. По-
мещение генераторной расположено
на расстоянии 30 м от миксера вмести-
мостью Юти так же, как при литье
слитков средних сечений, рабочее место
литейщика снабжено пультом дистан-
ционного управления.
Оптимизация условий УЗО при не-
прерывном литье связана с созданием
равномерного кавитационного поля в
жидкой ванне слитка. Эффект измель-
чения его структуры зависит от вво-
димой в расплав жидкой ванны аку-
488 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
Рис. 31. Промышленная установка для УЗО расплава при кристаллизации
крупногабаритных слитков диаметром 845—1200 мм (а) и десятитонный слиток
диаметром 1200 мм из сплава 1161 с недендритной структурой (б), полученный
на этой установке
стической мощности IFa, которая не-
обходима для создания условий фор-
мирования недендритной структуры.
1Га растет по мере увеличения раз-
меров отливаемого слитка.
Анализ результатов УЗО показы-
вает, • что эффективность измельчения
зависит от среднего времени та обра-
ботки ультразвуком.
При кристаллизации в ультразвуко-
вом поле каждая порция расплава,
поступающего в жидкую ванну слитка,
проходит через область кавитации,
где УЗО активирует неконтролируе-
мые примеси и меняет температурное
поле ванны. Можно упрощенно счи-
тать, что та пропорционально отноше-
нию глубины йк зоны кавитации к ско-
рости литья vn- Поэтому для получе-
ния предельного измельчения зерна
и недендритной структуры слитка
нужно выдержать соотношение
^к/°л^^а> (9)
где та — время активации примесей.
Если принять, что = 1/4% — 70 мм
(% — длина волны звука в расплаве
алюминия на частоте 18 кГц) при литье
слитка диаметром 74 мм и скорости
ил = 3,67 мм/с, то Та = 19,1 с.
Анализ экспериментальных дан-
ных при литье круглых слитков диа-
метром 70—960 мм и некоторые рас-
четы показали, что, если длительность
Та ультразвукового воздействия в ка-
витационном режиме расплава в жид-
кой ванне растет по мере увеличения
сечения слитка, то плотность аку-
стической энергии на единицу сечения
падает, уменьшается также отношение
поверхности излучения к площади
сечения слитка. Однако опыт промыш-
ленной эксплуатации показал, что ра-
циональное соотношение указанных по-
казателей обеспечивает предельную
степень измельчения структуры слитка
и тем самым дает возможность зало-
жить в конструкцию устройств для
УЗО расплава нужное число источ-
ников ультразвука [12].
В производстве фасонных отливок
из алюминиевых сплавов применяют
два метода: вакуумное всасывание
расплава в форму и кристаллизацию
при всестороннем давлении в авто-
клаве [12]. Устройства для обработки
Оборудование для ультразвуковой обработки расплава
487
Рис. 32. Схемы устройств для осуществления процесса точного литья отливок
из алюминиевых сплавов с применением УЗО в процессе кристаллизации:
а и б — литье методом вакуумного всасывания; в — литье с кристаллизацией под дав-
лением
ультразвуком встраивают в существую-
щее литейное оборудование. Для этих
устройств характерна достаточно про-
стая система ввода колебаний в кри-
сталлизующуюся отливку — посред-
ством введения излучателя в цен-
тральную часть формы.
На рис. 32, а и б показаны схемы
установок для вакуумного всасывания
УМВО-1 и УМВО-2 — ультразвуко-
вых магнитострикционных вакуумных
опок, в которых получают небольшие
отливки рабочих колес турбины диа-
метром 50—100 мм в гипсоасбестовых
формах.
Установки различаются способом по-
дачи расплава в форму: в опоку
УМВО-1 металл поступает снизу, в
опоку УМВО-2 — сверху.
Рассмотрим процесс литья в опоку
УМВО-1. Собранную опоку подвеши-
вают над тиглем с расплавом, включают
генератор, и опока плавно погружается
в жидкий металл. После погружения
в расплав опоку соединяют со специаль-
ным ресивером, где поддерживается
разряжение 0,05 МПа, и расплав за-
полняет форму. После 0,5—1,0 мин
кристаллизации металла в ультразву-
ковом поле излучатель выводят из
тела отливки, затем опоку поднимают,
устанавливают на специальное приспо-
собление и готовую отливку с литни-
ком выталкивают излучателем из
формы.
Техническая характеристика
опоки УМВО-1
Потребляемая электри-
ческая мощность, кВт 4
Частота ультразвука,
кГц.................... 18
Тип преобразователя . . ПМС-15А-18
Тип генератора .... УЗГ-2-4М
(УЗГ-З-4)
Вакуумный насос . . . РВН-20
Размеры, мм.............. 0 200X500
Масса (без генератора),
кг..................... 15
Литье с кристаллизацией под дав-
лением в ультразвуковом поле — дру-
гая разновидность устройств для точ-
ного литья (УМДО). Опока УМДО
(рис. 32, в) выполнена в виде автоклава,
в нижней части которого смонтирован
серийный магнитострикционный пре-
образователь с колебательной систе-
мой. Внутрь автоклава устанавливают
просушенную форму в опоке. После
включения ультразвукового генера-
тора и заливки в литник расплава
крышку автоклава закрывают и по-
дают давление. Длительность обра-
ботки ультразвуком 1,0 мин, выдержка
под давлением 5—6 мин. Затем крышку
488 ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА
открывают и форму с отливкой извле-
кают из автоклава. Для предупреж-
дения схватывания металла в зазоре
(излучатель — опока) отверстие в опоке
смазывают графитовой смазкой. Аку-
стическую развязку можно также осу-
ществить, наматывая на цилиндриче-
скую часть излучателя шнуровой ас-
бест.
Опыт применения литья точных от-
ливок из алюминиевых сплавов с ис-
пользованием УЗО показывает, что
наилучшие результаты могут быть по-
лучены при двойной обработке ра-
сплава — в процессе рафинирования
и при кристаллизации [12]. Для
этого в специализированном участке
точного литья рекомендуется созда-
вать отдельные помещения для раз-
мещения генератора со щитом распре-
деления акустической энергии как
по устройствам для рафинирования,
так и устройствам для фасонного литья.
7. Перспективы развития
ультразвуковой обработки
в процессах литья
Опыт промышленного применения
УЗО в производстве легких сплавов
позволяет указать наиболее рацио-
нальные сферы применения этого про-
грессивного процесса в заготовитель-
ном (непрерывном) и фасонном литье,
а также при производстве легких
сплавов — гранульной металлургии.
Ультразвуковые методы рафиниро-
вания (дегазация, фильтрация) должны
применяться в случае повышенных
требований к чистоте легких сплавов
по неметаллическим примесям и, в ча-
стности, в производстве свариваемых
сплавов системы А1—Mg, где сущест-
вует прямая связь между количеством
водорода и оксидов и качеством свар-
ных швов.
Технология ультразвукового рафи-
нирования имеет ряд преимуществ
и при производстве легких сплавов,
содержащих летучие компоненты (си-
стема А1—Zn—Mg—Си и др.), так
как применение другого эффективного
метода рафинирования в вакууме ог-
раничено. Целесообразно широкое при-
менение технологии ультразвукового
рафинирования при получении фасон-
ных отливок из высокопрочных алю-
миниевых и магниевых сплавов, де-
тали из которых работают при значи-
тельных статических и динамических
нагрузках. Комплексное рафинирова-
ние расплава от водорода и оксидов
позволяет благодаря УЗО значительно
повысить жидкотекучесть.
Технология УЗО кристаллизующе-
гося расплава с формированием в от-
ливке (слитке) измельченного неден-
дритного зерна — основное направле-
ние в металлургии легких сплавов.
Использование акустической кавита-
ции как средства вовлечения в работу
затвердевания потенциальных зароды-
шей кристаллизации в виде несмачи-
ваемых твердых примесей и модифика-
торов и изменение градиента темпера-
туры в жидком металле перед фронтом
кристаллизации обеспечивает в боль-
шинстве промышленных легких спла-
вов с модификаторами зародышевого
действия получение предельной сте-
пени измельчения литого зерна.
Эта закономерность кристаллизации
экспериментально подтверждена в ши-
роком интервале скоростей кристалли-
зации — от замедленного охлаждения
при кристаллизации больших масс
металла до сверхбыстрой кристалли-
зации дисперсных гранул. Переход
на недендритный тип кристаллиза-
ции наиболее целесообразен в произ-
водстве фасонных отливок повышен-
ного качества и при непрерывном литье
слитков высокопрочных сплавов, иду-
щих на изготовление ответственных
деформированных изделий. Этот прин-
цип кристаллизации в еще большей
степени применим к металлургии гра-
нул цветных сплавов, где формирова-
ние недендритного зерна при скоро-
стях охлаждения свыше 104 град/с
должно стать магистральным направ-
лением исследований и разработки
технологических процессов.
Ультразвуковые методы рафиниро-
вания и кристаллизации наряду со
сплавами на основе А1 и Mg могут быть
с успехом применены в производстве
сплавов на основе Sn, Zn, Си, Ni
и других цветных металлов. Рафини-
рование и измельчение зерна при кри-
сталлизации типографского цинка с
УЗО позволило не только поднять тех-
нологическую пластичность при литье
Список литературы
489
и деформации, но и дало возможность
улучшить эксплуатационные свойства
типографского листа в производстве
клише [3].
Возможно применение УЗО при из-
готовлении высококачественных при-
поев на основе олова и свинца. Уль-
тразвуковые методы гранулирования
никелевых сплавов являются очень
эффективным средством стабилизации
гранулометрического состава, измель-
чения структуры и повышения плот-
ности гранул.
Широкое применение УЗО расплава
на металлургических и машинострои-
тельных заводах невозможно без даль-
нейшего совершенствования ультра-
звуковой техники. Это в значительной
мере относится как к созданию мощ-
ных источников ультразвука, так и к
переходу на полностью автоматизиро-
ванный режим их работы.
Большинство из применяемых в про-
мышленности источников ультразвука
работают в режиме АПЧ — автомати-
ческой подстройки частоты генера-
тора на резонансную частоту источ-
ника ультразвука. Для дальнейшего
расширения применения УЗО в не-
прерывных процессах литья в две-
три смены необходимо создание усо-
вершенствованных автоматизирован-
ных систем с микропроцессорами, обес-
печивающими поддержание режима
АПА — автоматической подстройки
заданной частоты и заданной ампли-
туды смещения источника ультразвука.
Это, в свою очередь, создает необходи-
мость выпуска генераторов и преобра-
зователей ультразвука повышенной
мощности, реализуемой по мере не-
обходимости.
Список литературы
1. Абрамов О. В. Кристаллизация
металлов в ультразвуковом поле. М.:
Металлургия, 1972, 256 с.
2. Баландин Г. Ф. Формирование
кристаллического строения отливок.
М.: Машиностроение, 1973. 286 с.
3. Влияние ультразвуковой об-
работки расплава на свойства слит-
ков и листов из цинка/Г. И. Эскин,
И. И. Гурьев, Ю. Ф. Солуянов и
др.//Цветные металлы. 1981. № 1.
С. 68—71.
4. Газы и окислы в алюминиевых
деформируемых сплавах/В. И. До-
баткин, Р. М. Габидуллин, Б. А. Кола-
чевидр.М.: Металлургия, 1976. 264 с.
5. Гурьев И. И., Эскин Г. И.,
Ансютина А. Е. Закономерности
улучшения структуры и свойств
слитков и деформированных полуфаб-
рикатов из магниевых сплавов при
применении ультразвуковой o6pa6ot-
ки расплава в процессе кристаллиза-
ции//Магниевые сплавы. М.: Наука.
1978. С. 136—140.
6. Данилов В. И. Строение и кри-
сталлизация жидкости. Киев: УПЛ
АН УССР, 1956. 568 с.
7. Ефимов В. А. Разливка и кри-
сталлизация стали. М.: Машинострое-
ние, 1976. 551 с.
8. Корытов Е. А., Ефимов В. А.
Исследование механизма виброим-
пульсного воздействия на кристалли-
зующийся металл//Влияние внешних
воздействий на жидкий и кристалли-
зующийся металл/Под общ. ред.
В. А. Ефимова. Киев: ИПЛ АН УССР,
1983. С. 52—56.
9. Комплексный метод модифици-
рования силуминов/Альтман М. Б.,
Эскин Г. И., Гоцев И. С. и др.//Леги-
рование и обработка легких сплавов.
М.: Наука, 1981. С. 30—35.
10. Макаров Г. С. Рафинирование
• алюминиевых сплавов газами. М.:
Металлургия, 1983. 118 с.
11. Флеминге М. Процессы затвер-
девания. М.: Мир, 19/7. 424 с.
12. Эскин Г. И. Ультразвуковая
обработка расплавленного алюминия
2-е изд., пер. и доп. М.: Металлургия,
1988. 232 с.
13. Hervey Е. W., Mcelroy W. D.,
Whitely A. N. On Cavity formation
in Water.//Journ. Appl. Physic, 1947.
№ 18. P. 162—172.
14. Herrmann E., Hoffmann D.
Handbook on Continuous Casting, Alum-
inium—Verlag, Dusseldorf, 1980. S. 742.
15. Rafinaeja ultradzwiekami od-
lewniczego stopu aluminium АК9/
Z. Bonderek ef al//Przeglad odlewnict-
wa. 1981. № 7. S. 229—232.
16. Farraro R. J., Mclellan R. B.
High temperature Elastic Properties
of Pol у crystalline Niobium, Tantalum
and Vanadium.//Metallurg. Trans. A.
1979. VoL 10A. № 11. P. 1699—1702.
490
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ РАССРЕДОТОЧЕННОЙ ЛПС
Глава IX
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ РАССРЕДОТОЧЕННОЙ
ЛИТНИКОВО-ПИТАЮЩЕЙ СИСТЕМЫ
1. Получение отливок
погружением формы в расплав
J Сущность процесса заключается в
том, что специальную форму погру-
жают до определенного уровня в ра-
сплав, который заполняет форму че-
рез донные и боковые каналы —
питатели [1]. По истечении времени
затвердевания отливки форму извлека-
ют из расплава для удаления отливки.
Сечение питателей и их расположе-
ние выбирают исходя из условий
получения плотной отливки; при ма-
лом сечении достаточное питание от-
ливки не обеспечивается; при чрез-
мерно большом сечении питателей ме-
талл в форме полностью не затверде-
вает и частично сливается обратно
в тигель при подъеме формы.
Обычно кокиль снабжают сварным
защитным кожухом, постоянно укреп-
ленным на матрицах, и комплектом
плит с толкателями и контртолкате-
лями. Рабочую поверхность кокиля по-
крывают краской (например, меловой).
Перед заливкой алюминиевых спла-
вов кокиль подогревают до темпера-
туры (300±20) °C. В зависимости от
толщины стенки и массы питаемых
узлов отливок оптимальная темпера-
тура заливки алюминиевых сплавов
составляет 700—740 °C. Перед по-
гружением формы зеркало металла
очищают от пленки оксидов и шлака.
Скорость погружения формы примерно
равна 0,1 м/с.
Для литья черных сплавов исполь-
зуют керамические формы, которые
предварительно подогревают до тем-
пературы 500—700 °C. Так как в про-
цессе литья через открытое зеркало
жидкой стали происходит окисление
и выгорание компонентов, то через
каждые 30—40 мин проводят повтор-
ное раскисление и подшихтовку выго-
ревших элементов.
Для литья стали в керамические
формы используют опытно-промышлен-
ную установку УЛП-3 — манипуля-
тор [2],
Чугунные поршневые кольца полу-
чают погружением в ванну расплава
стопки песчаных форм. Заполнение
полостей форм происходит через ин-
дивидуальные открытые литники, рас-
положенные по внешнему периметру
формы. Длина питателей и размеры
их сечения незначительны (например,
сечение 6X0,28 мм). Иногда для со-
кращения цикла литья питатели рас-
полагают таким образом, чтобы при
подъеме формы металл не вытекал
наружу. В других случаях, с целью
повышения выхода годного, наоборот,
предусматривают частичный слив ра-
сплава из литников. На одном участке
литья погружением может быть полу-
чено 330 тыс. поршневых колец в не-
делю (Великобритания).
Получение литьем погружения чу-
гунных поршневых колец, отливок из
алюминиевых сплавов корпусного
типа, поршней, крыльчаток, а также
стальных решеток, кронштейнов, кры-
шек, храповиков, серег, втулок пока-
зывает следующие преимущества этого
способа литья: улучшение качества
и служебных характеристик отливок,
сокращение брака, уменьшение рас-
хода металла в среднем на 25% вслед-
ствие ликвидации литников, уменьше-
ния припусков на обработку и тех-
нологических напусков; сокращение
потребления электроэнергии при вы-
плавке сплавов и обработке отливок
из цветных сплавов на 50% и из чер-
ных — на 25%; повышение производи-
тельности труда при производстве отли-
вок из цветных сплавов в 1,5—2 раза.
2. Использование
незатвердевающей
рассредоточенной литниково-
питающей системы
(РАСЛ ИТ-процесс)
Общие положения. Классической
схеме литья погружением свойственны
два существенных недостатка: во-пер-
вых, эта схема не исключает попада-
Незатвердевающая рассредоточенная ЛПС
491
ния шлака и оксидных плен с поверх-
ности'ванны расплава в полость формы
вместе с заливаемым металлом; во-
вторых, размеры литниково-питающих
каналов не могут быть меньше пре-
дельных, гарантирующих поддержа-
ние металла в жидком состоянии до
окончания затвердевания отливки, что
накладывает серьезные ограничения
на повышение выхода годного и сни-
жение затрат на обрезку литников,
особенно при производстве толсто-
стенных отливок.
Эти недостатки устраняются при
литье по технологической схеме
РАСЛИТ-процесса (1].
Технологический процесс получе-
ния отливок с рассредоточенной лит-
ии ково-пи тающей системой (Р АС-
ЛИТ-процесс) предназначен для по-
лучения плотных, герметичных и сво-
бодных от окисных плен и шлаковых
включений отливок с горизонтальной
плоскостью разъема. Отливки могут
быть с несколькими разнесенными
в плане металлоемкими узлами, выхо-
дящими на нижнюю поверхность. Рас-
ход металла на литниково-питающую
систему 1—5%.
Отсутствие технологических напу-
сков и уклонов повышает размерную
точность отливок. Шероховатость по-
верхности отливок и припуски на об-
работку резанием остаются теми же,
что и при кокильном литье. Область
применения РАСЛИТ-процесса для раз-
личных типов литейных сплавов оп-
ределяется наличием стойких в среде
их расплавов материалов для изго-
товления деталей оснастки, контакти-
рующих с ванной жидкого металла.
Главной отличительной особенностью
РАСЛИТ-процесса является постоян-
ный контакт ванны расплава с частью
нижней полуформы в зоне литниково-
питающих каналов и нагрев этой
части до температуры, превышающей
температуру кристаллизации сплава
(рис. 1). В исходном положении ниж-
няя часть формы в виде чаши опущена
до соприкосновения с ванной расплава
так, чтобы его зеркало не выступало
за пределы (ниже или выше) литниково-
питающих каналов (см. рис. 1, а) Для
осуществления процесса заливки верх-
няя водоохлаждаемая часть формы
опускается до смыкания с нижней
Рис. 1. Схема получения отливои с
применением Р АСЛИТ-процесса:
1 — плита толкателей; 2 и 3 — соот-
ветственно верхняя и нижняя (чаша)
части формы; 4 — ванна расплава; 5 —
тигель; 6 — отливка
(см. рис. 1, б). Затем собранная форма
погружается в расплав (см. рис. 1, в).
В этом положении форма выдержива-
ется для затвердевания отливки, после
чего поднимается вверх до исходного
положения нижней части формы (до
уровня зеркала расплава в тигле).
Далее происходит раскрытие формы.
Чаша с нижней полуформой останав-
ливается, а верхняя полуформа вме-
сте с отливкой продолжает двигаться
вверх (см. рис. 1, а). После выталки-
вания отливки с помощью системы
толкателей цикл повторяется.
Благодаря тому, что в процессе
всех операций уровень расплава в
тигле не опускается ниже литниково-
питающих каналов формы, исклю-
чается попадание в полость формы
шлаковых или окисных включений
с поверхности ванны.
Поскольку верхняя полуформа водо-
охлаждаема, затвердевание отливки
при РАСЛИТ-процессе идет преимуще-
етвенно направленно сверху вниз к пи-
492
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ РАССРЕДОТОЧЕННОЙ ЛПС
£
Рис. 2. Отливки, полученные РАСЛ ИТ-процессом:
а — внешний вид и сечения; б — вид со стороны литниково-питающей системы
тателям и только после полного за-
твердевания отливки начинается за-
твердевание расплава в питающих
каналах (в результате отвода тепла
через тело отливки). Поэтому размеры
литниково-питающих каналов не
играют существенной роли и опреде-
ляются условиями не столько питания,
сколько заливки. Вследствие этого
появляется возможность максимально
повысить процент выхода годного,
устранить операции обрубки и об-
резки литников (т. е. не требуется
предназначенного для этих операций
оборудования).
Из опыта получения РАСЛИТ-про-
цессом отливок из алюминиевых спла-
вов АЛ2 и АЛ9 толщиной 2—40 мм
следует, что оптимальные размеры
литниковых каналов следующие: диа-
метр 2—10 мм, высота 5—10 мм.
При этом выход годного достигает
99%. На рис. 2 приведены некоторые
типы отливок, получаемых Р АСЛИТ-
процессом.
Конструирование и эксплуатация ос-
настки. Верхние полуформы изготов-
ляют из материалов, используемых
в кокильном литье; чаши — из серого
чугуна (по ГОСТ 1412—85). Покры-
тиями для форм являются кокильные
краски. Толщину слоя краски на
Незатвердевающая рассредоточенная ЛПС
493
рабочей поверхности верхней полу-
формы ‘выбирают минимальной из ус-
ловий защиты полуформы от термиче-
ского удара, а также ее нормальной
заполняемости расплавом. Обычно тол-
щина слоя равна 0,05—0,15 мм. Уве-
личение толщины покрытия может
привести к снижению производитель-
ности и стать причиной неполного
затвердевания отливки. Это не отно-
сится к участкам формы, образующим
тонкостенные элементы отливки (на-
пример, ребра), когда для качествен-
ной заливки необходим более толстый
слой теплоизоляции.
Контактирующие с расплавом уча-
стки чаши покрывают слоем краски
толщиной 0,2—0,4 мм. Недостаточная
тепловая изоляция верхней поверх-
ности днища приводит к увеличению
продолжительности затвердевания от-
ливки, что также снижает производи-
тельность процесса и качество полу-
чаемой отливки.
С целью упрощения изготовления
чаши и уменьшения ее коробления
чашу делают разъемной — из обе-
чайки и днища (рис. 3). Днище пред-
ставляет собой диск, на боковой по-
верхности которого выполнена про-
точка, образующая два фланца —
верхний и нижний. Верхний фланец
по типу байонетного затвора имеет
срезы (лыски), соответствующие вы-
ступам на внутреннем фланце обе-
чайки. При сборке чаши верхний фла-
нец днища пропускают через внутрен-
ний фланец обечайки и поворачивают
его на угол 30—40° для гарантирован-
ного зацепления. Зазор между ниж-
ней поверхностью фланца обечайки
и верхней поверхностью нижнего
фланца днища плотно заполняется
асбестом и расклинивается в трех
равноудаленных местах металличе-
скими стержнями.
При отсутствии особых требований
по точности расположения литниково-
питающих каналов относительно верх-
ней части формы сборка чаши с пло-
ским днищем может осуществляться
вне литейной установки. При необхо-
димости осевой центровки верхней и
нижней частей формы используют ко-
ническое соединение (см. рис. 3, а),
которое одновременно выполняет роль
замка при попадании жидкого металла
Рис. 3. Форма для получения отли-
вок Р АСЛИТ-процессом:
1 — обечайка чаши; 2 — верхняя часть
формы; 3 — асбестовое уплотнение; 4 —
нижняя часть формы (днище чаши); б —
литниково-питающие каналы; 6 — щель
между стержнем и днищем чаши; 7 — ко-
ническая центровка (замок); 8 — раскли-
нивающий стержень; 9 — водяное охлаж-
дение; 10 и 14 — толкатели соответственно
цилиндрические и пластинчатые (кольце-
вые); 11 -— плита толкателей; 12 —- вен-
тиляционное кольцо; 13 — центрирующий
штифт
по разъему формы. В этом случае
сборку чаши осуществляют после мон-
тажа обечайки и верхней части формы
на установке. Перед заполнением за-
зора асбестом опускают верхнюю полу-
форму и по направляющему конусу
устанавливают днище чаши в нужном
положении. Для центрирования полу-
форм в вертикальной и горизонтальной
плоскостях используют направляю-
щие штифты (см. рис. 3, б); сборку
чаши осуществляют на установке.
Толкатели (см. рис. 3, а) должны
свободно перемещаться, для чего между
ними и формой допускается зазор
до 0,2 мм, а головки толкателей в плите
крепят таким образом, чтобы они
имели возможность относительно пере-
мещаться в горизонтальной плоскости
на 0,5—1 мм для компенсации терм и-
494
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ РАССРЕДОТОЧЕННОЙ ЛПС
ческих расширений. При выталкива-
нии отливки через тонкие стенки ис-
пользуют пластинчатые или кольце-
вые толкатели (см. рис. 3, б).
Для обеспечения вентиляции в форме
используют обычные цилиндрические
(с лысками или калиброванным кру-
говым зазором 0,1—0,15 мм) или коль-
цевые (см. рис. 3, б) венты.
При получении отливок со сквоз-
ными отверстиями для обеспечения
плотности контакта периферийных уча-
стков верхней и нижней полуформ,
с целью предупреждения протекания
расплава по разъему формы, между
торцом стержня и днищем чаши преду-
сматривают зазор 0,2—0,3 мм (см.
рис. 3, а).
С целью ограничения высоты лит-
никовых остатков толщину днища в
зоне литниково-питающих каналов
принимают 4—8 мм; диаметр кана-
лов — 2—10 мм (уточняется в процессе
отработки технологии). Количество ка-
налов зависит от числа массивных
узлов обливки. На равностенных уча-
стках отливки расстояние между ка-
налами составляет 30—50 мм.
С увеличением металлоемкости уз-
лов отливки и температурного интер-
вала кристаллизации сплава число
каналов и их размеры увеличиваются.
Зазоры между составными частями
формы во избежание проникновения
в них жидкого металла не должны пре-
вышать 0,2 мм.
Конструкция кокиля должна обес-
печивать возможность удобной и бы-
строй разборки вент для их регуляр-
ной очистки.
Технологические параметры литья.
При РАСЛИТ-процессе (благодаря рас-
средоточению литниковых каналов)
форма заполняется расплавом при бо-
лее низких перегревах, чем при литье
другими способами. Опытным путем
установлено, что для получения отли-
вок без тонких ребер обычно бывает
достаточно перегреть алюминиевый
сплав на 50—100 °C над температурой
ликвидуса. При наличии тонких сте-
нок, формирующихся в верхней водо-
охлаждаемой части формы, необхо-
димо увеличить перегрев, который
назначают, как и в случае кокиль-
ного литья.
Скорость Оф (м/с) погружения формы
в ванну жидкого металла определяют
по формуле
Е>2 —da
Рф = ОН—р, ", (1)
где он — задаваемая скорость роста
металлостатического напора (он =
— 0,04-~0,08 м/с); D — внутренний
диаметр тигля, м; d — наружный
диаметр чаши, м.
При выборе диаметров тигля и чаши
следует иметь в виду, что при малом
зазоре между ними возможно чрезмер-
ное охлаждение выжимаемого в этот
зазор расплава и нарушение нормаль-
ного режима работы. Поэтому зазор
не должен быть меньше 0,05 м.
Глубина погружения формы в ванну
расплава зависит от высоты отливки
и необходимого избыточного металло-
статического напора для обеспечения
заливки формы и последующего пи-
тания отливки.
Установлено, что в условиях рас-
средоточенной литниковой системы
обычно достаточен избыточный (по
отношению к верхней точке отливки)
металлостатический напор порядка:
0,05 м при получении толстостенных
отливок (без ребер) и 0,1 м при полу-
чении отливок с тонкими (2—3 мм)
стенками. Необходимо учитывать по-
вышение уровня расплава в тигле
при погружении чаши:
D2 — da
ft (ft, + ft2 + ft3) , (2)
где h — код опускания чаши; hi —
высота отливки; h% — избыточный
металлостатический напор; —
расстояние от нижней точки полости
формы до зеркала расплава перед по-
гружением.
Время выдержки заливки и кристал-
лизации отливки может быть установ-
лено опытным путем по состоянию
поверхности отливки в воне литника.
Наличие углубления, появившегося
в результате утяжки или слива части
неватвердевшего металла, говорит о
необходимости увеличить это время;
при прорастании литникового остатка
на всю толщину днища чаши и глубже
это время следует уменьшить. В на-
чале отработки технологии продолжи-
тельность t (с) затвердевания может
Незатвердевающая рассредоточенная ЛПС
495
быть примерно рассчитана по формуле
/ 6 \2
< = (~г) ’ (3)
где 6 — приведенная толщина отливки
(отношение объема к поверхности
теплоотвода), мм; К — коэффициент
затвердевания (может быть принят
равным 1,5—2 мм •с“0’5).
По мере расхода жидкого металла
в тигле для обеспечения постоянного
контакта днища чаши с расплавом не-
обходимо в процессе каждого цикла
литья корректировать исходное поло-
жение чаши, т. е. опускать ее на рас-
стояние, равное .понижению уровня
расплава в тигле. Перемещение чаши
осуществляется включением привода
на заданное время (с), рассчитывае-
мое по формуле
. 4/П /лч
К ЛР2РЖ/ ’ (4)
где т — масса отливки, кг; D — диа-
метр тигля, м; рж — плотность жидкого
сплава, кг/м3; f — скорость опускания
чаши, м/с.
Если понижение уровня ванны ра-
сплава за один цикл в несколько раз
меньше толщины днища чаши, до-
пускается коррекцию осуществлять пе-
риодически.
При изготовлении отливок РАС-
ЛИТ-процессом возможно появление
дефектов, причины которых приве-
дены в табл. 1.
Оборудование для реализации РАС-
ЛИТ-процесса. Установку бесприбыль-
ного литья УБЛ-5 комплектуют пла-
вильно-раздаточной печью типа
САТ-0,25-И2 (рис. 4). На столе, опи-
рающемся на ноги, установлена пово-
ротная колонна, к которой крепится
электромеханический привод. С по-
мощью ходового винта привода обес-
печивается движение траверсы относи-
тельно колонны при рабочих и вспо-
могательных ходах. На сварной тра-
версе рамного типа крепят заливоч-
ное устройство с пневматическими
цилиндрами: транспортным, силовым,
тремя вспомогательными и обеспечи-
вающим работу манипулятора. К штоку
транспортного цилиндра крепят раму,
состоящую из верхней и нижней плит,
соединенных между собой трубчатыми
Рис. 4. Схема установки УБЛ-5 бес-
прибыльного литья:
1 — стол; 2 — ходовой винт; 3 — пово-
ротная колонна; 4 — электромеханиче-
ский привод; 5 — верхняя плита рамы;
6 — силовой пневмоцилиндр; 7 — труб-
чатые тяги; 8 — стержневые тяги; 9 —
плита крепления вспомогательных пневмо-
цилиндров; 10 — транспортный пневмо-
цилиндр; И — вспомогательные пневмо-
цилиндры; 12 — тяги; 13 — регулируе-
мые упоры; 14 — манипулятор; 15 —
траверса; 16 — нижняя плита рамы; 17 —
толкатель; 18 — несущая плита верхней
полуформы; 19 и 20 — половины формы
соответственно верхняя и нижняя (чаша);
21 — электропечь
тягами. К нижней плите прикреплен
толкатель (поз. 17) или плита с си-
стемой толкателей, а к верхней плите —
шток силового цилиндра. Корпус си-
лового цилиндра посредством стержне-
вых тяг соединен с несущей плитой
верхней полуформы. На корпусе транс-
портного пневмоцилиндра с помощью
плиты закреплены вспомогательные ци-
линдры, к штокам которых через тяги
прикреплена чаша. Ориентированное
положение чаши относительно тра-
версы выставляется регулируемыми
упорами. С помощью манипулятора
отливки после выталкивания из верх-
1. Возможные дефекты отливок, причины их появления и меры предупреждения
S
Дефекты
Причины появления дефектов
Меры предупреждения
Шлаковые и
оксидные включе-
ния
Газовая пори-
стость
Отсутствие контакта днища чаши с расплавом
в исходном положении, чрезмерное загрязне-
ние расплава, наличие загрязнений в форме
перед заливкой
Некачественное приготовление сплава, низкая
скорость затвердевания отливки
Усадочные рако-
вины и пористость
Заливы (облой) по
разъему формы
Нарушение направленности затвердевания от-
ливки, недостаточные размеры и количество
литниково-питающих каналов, неправильная
схема их рассредоточения, преждевременное
извлечение формы с отливкой из ванны рас-
плава, охлаждение днища чаши из-за отсут
ствия контакта с расплавом
Перекос кокиля или чаши, попадание в разъем
твердого тела, коробление днища чаши или
кокиля, повышенный перегрев расплава, по-
вышенная скорость заливки, наличие краски
на поверхности разъема верхней полу формы,
отсутствие краски на поверхности разъема
днища чаши и верхней полуформы
Обеспечить контакт днища чаши с расплавом в ис-
ходном положении, отрафинировать расплав, обдуть
кокиль и днище чаши сжатым воздухом, убрать
загрязнения из чаши
Отрафинировать расплав, повысить скорость затвер-
девания отливки путем интенсификации охлажде-
ния верхней части формы и теплоизоляции нижней,
снизить перегрев расплава
Доработать конструкцию отливки и формы, произ-
вести дифференцированную покраску рабочей по-
верхности формы, доработать литниково-питающую
систему, увеличить выдержку на затвердевание от-
ливки, обеспечить постоянный контакт днища чаши
с расплавом
Устранить перекос верхней полуформы и чаши,
убрать посторонние тела, устранить причину ко-
робления, проточить неровные участки, снизить
температуру расплава, скорость и глубину погру-
жения формы, убрать краску с поверхности разъема
верхней полуформы, нанести теплоизоляционное
покрытие на поверхность разъема днища чаши,
увеличить усилие смыкания формы
ЛИТЬЕ С ПРИМЕНЕНИЕМ РАССРЕДОТОЧЕННОЙ ЛПС
Список литературы
497
ней полуформы удаляются на рабочей
воны.
Комплект установки содержит два
шкафа (пневмо- и электрооборудова-
ния) и пульт управления. Режимы
работы установки: наладочный и полу-
автоматический. Полуавтоматический
х режим включает автоматизацию сле-
жения за уровнем расплава в тигле
печи САТ-0.25-И2 и возвращения тра-
версы в верхнее положение в конце
последнего цикла литья.
Технико-экономические показатели.
Эффективность перевода производства
отливок с кокильного литья на РАС-
ЛИТ-процесс может быть прослежена
на примере получения одиннадцати
деталей гидроаппаратуры на Никола-
евском ПО по выпуску смазочного
оборудования.
В расчете на одну установку У Б Л-5
в результате повышения выхода год-
ного с 70 до 90% годовые затраты на
основные материалы сократились на
5,8 тыс. руб. За счет сокращения
энергетических затрат на плавку, рас-
кода жидкого металла, уменьшения
потребности в производственных пло-
щадях, исключения операций по от-
резке литников и прибылей суммар-
ный годовой экономический эффект
на одну установку УБЛ-5 составил
17 тыс. руб.
Можно также получить дополни-
тельное повышение экономической эф-
фективности в результате устранения
брака (там, где он имеет место) по
усадочным дефектам и загрязненности
неметаллическими включениями, по-
скольку при РАСЛИТ-процессе гаран-
тированы высокая плотность металла
и малая шероховатость поверхности
отливки.
Одним из важных преимуществ но-
вой технологии является возможность
резкого повышения производительно-
сти при использовании многоместных
форм. В частности, при получении
втулок шестеренчатого насоса в семи-
местном кокиле производительность
составляла 280 отливок в час. Для
эффективного использования фактора
многоместности форм желательно выби-
рать такие отдивки, конфигурация
которых позволяет размещать их пол-
ностью в верхней полуформе.
Список литературы
1. Борисов Г. П., Шнитко В. Км
Кот л я реки й Ф. М. Резервы экономии
ресурсов при литье под регулируемым
да вл ением/ZЛ итей ное производство.
1983. № 4. С. 25—26.
2. Коврижных Н. И., Гусаров В. Д.,
Пивоваров В. К. Особенности литья
погружением и возможности его при-
менен ия//Л итей ное производство.
1986. № 11. С. 16—17.
Раздел четвертый
СПОСОБЫ ЛИТЬЯ, ОСНОВАННЫЕ
НА НЕПРЕРЫВНЫХ ПРОЦЕССАХ
ФОРМИРОВАНИЯ отливки
Непрерывным литьем называют та-
кой способ литья, в процессе которого
из кристаллизатора (формообразова-
теля) извлекается частично затвердев-
шая заготовка, длина которой больше
длины кристаллизатора.
По характеру силового взаимодей-
ствия затвердевающей отливки с кри-
сталлизатором способы непрерывного
литья подразделяют на три класса
(рис. 1). К первому классу относятся
способы литья, при которых подвиж-
ные кристаллизаторы перемещаются
вместе с заливаемым в них расплавом
и затвердевающей отливкой вплоть
до образования на ней достаточно проч-
ной корки. При этих способах отсут-
ствует перемещение образовавшейся
корочки металла относительно кри-
сталлизатора, в результате чего ко-
рочка на начальном этапе формиро-
вания не испытывает растягивающих
напряжений. Непрерывное литье в под-
вижные кристаллизаторы используют
в основном для получения тонко-
листовых заготовок, а также лент
и проволоки из легкоплавких сплавов.
Ко второму классу относятся способы
литья в кристаллизаторы скольжения
(получили наибольшее распростране-
ние). Для этих способов характерно
постоянное или периодическое относи-
тельное перемещение затвердевающей
отливки и кристаллизатора. Наличие
между ними сил трения вызывает по-
явление в тонкой корочке растяги-
вающих напряжений, которые могут
привести к разрыву корки и образо-
ванию поверхностных дефектов.
По механизму формирования отли-
вок второй класс способов литья под-
разделяют на две группы — способы
литья с открытым и закрытым уров-
нями. При литье с открытым уровнем
расплав заливают в кристаллизатор
сверху. Начальная корочка в про-
цессе формирования испытывает не-
значительное металлостатическое дав-
ление, а на затвердевающую отливку
воздействуют струи заливаемого ме-
талла. При литье с закрытым уровнем
полость кристаллизатора соединена с
промежуточной емкостью. Поступле-
ние металла в кристаллизатор регу-
лируется только скоростью извлече-
ния заготовки, начальная корочка
постоянно прижата металлостатиче-
ским давлением к поверхности кри-
сталлизатора.
За основу разделения способов литья
этого класса на подгруппы по кон- •
структивным особенностям установок
принимают расположение технологи-
ческой оси и направление извлечения
заготовок. Схема с криволинейной тех-
нологической осью нашла применение
только в черной металлургии для
получения стальных слитков для по-
следующей обработки давлением. Дру-
гие схемы находят широкое приме-
нение как в металлургии для получе-
ния слитков, так и в машиностроении
для получения заготовок из различ-
ных сплавов — сплошных и полых,
простой и сложной конфигураций.
К третьему (небольшому) классу
относятся способы непрерывного литья,
при которых кристаллизатор, выпол-
няющий обычно роль формообразова-
теля и охладителя, отсутствует. Эти
способы в настоящее время имеют ог-
раниченное применение.
Непрерывное литье обладает рядом
достоинств, присущих практически
всем способам. Высокая интенсивность
охлаждения расплава способствует на-
правленной его кристаллизации, умень-
шению ликвационной неоднородности,
неметаллических и газовых включений.
Непрерывная подача расплава к
Непрерывное литье
499
Классификационные
признаки
Характер силового
отливки с
кристаллизатором
или форма -
образователен
Механизм
формирования
и затвердевания
отливки
Конструктивные
особенности
литейных
установок
Получаемые
заготовки
Дальнейшая
обработка
В подвижные
кристаллизаторы
На оправке
или штанге
На валках
На проволоке или ленте ам
На валках с горизонтальной осью
Свободная заливка на подвижную ленту
В открытые подвижные желоба
В кристал- л из а торы гусеничного типа
Между валком
или колесом и
бесконечной лентой
Листовые
Сплошные г простой
конфигурации
| Давление
Криволинейная
технологическая
ось
Вертикальная
технологическая
ось с вытяжкой
отливки вниз
Горизонтальная технологическая ось
Вертикальная
технологическая^
ось с вытяжкой
отливки вверх
Полые
цилиндрические
Сплошные и
полые простой
и сложной
конфигурации
Сплошные
прямоугольные
Давление |-
Резан uet6e3 обработки
~.....I .
без
кристаллизатора
Намораживанием
из расплава
в результате
действия сил
поверхностного
натяжения
(метод
Степанова)
мм Свободное истечение струи из насадка
С использованием электро- магнитного поля
Сплошные (из
алюминиевых
сплавов)
Для производства_
I проволоки
Тонкостенные
сложного ________
профиля (из
алюминия)
| Давление
Без обработки
Рис. 1. Классификация способов непрерывного литья
500
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
фронту затвердевания обеспечивает по-
стоянное питание растущих кристал-
лов, устраняет усадочные дефекты
(раковины, рыхлоты, пористость). Не-
прерывнд-литые заготовки имеют плот-
ное, без дефектов строение, чистую
поверхность, достаточно высокую точ-
ность размеров. Реализация процес-
сов непрерывного литья позволяет
повысить выход годного в результате
уменьшения расхода металла на лит-
ники и прибыли, уменьшить припуски
на обработку резанием, исключить
трудоемкие операции смесеприготов-
ления, изготовления и выбивки ли-
тейных форм, очистки отливок, су-
щественно улучшить условия труда и
уменьшить загрязнение окружающей
среды. Процесс непрерывного литья
легко поддается автоматизации, так
как идея потока заложена в самом
принципе работы литейной машины.
Глава I
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ
И ВЕРТИКАЛЬНЫХ КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
1. Непрерывное
горизонтальное литье
Отличительная особенность — гори-
зонтальное расположение на одной
технологической линии металлоприем-
ника, кристаллизатора, формирую-
щейся отливки, зоны охлаждения, вы-
тягивающего устройства, механизмов
порезки и складирования заготовок.
Горизонтальное расположение тех-
нологической оси имеет ряд преиму-
ществ перед вертикальным: низкие ка-
питальные и эксплуатационные за-
траты (не требуется строительства
башен или колодцев, поскольку все
оборудование размещено на полу цеха);
наличие металлоприемника, соединен-
ного непосредственно с кристаллиза-
тором, уменьшает окисление металла,
загрязнение его неметаллическими и
шлаковыми включениями, предотвра-
щает дефекты от воздействия падаю-
щей струи.
Сущность процесса. Расплав 1
(рис. 2) заливают в металлоприемник
2, из которого он попадает в полость
охлаждаемого кристаллизатора 3 и
затвердевает, образуя отливку 4. Эту
отливку циклически (движение —
остановка) извлекают из кристалли-
затора вытягивающим устройством 5.
Литье может быть осуществлено
в графитовый и металлический кри-
сталлизаторы.
При литье в графитовый кристалли-
затор (рис. 3) хвостовик вставки 1
входит в металлоприемник 2, где на-
ходится в контакте с жидким металлом;
головная часть запрессована в водо-
охлаждаемый корпус 3. Между ох-
лаждаемой и неохлаждаемой частями
возникает переходная зона, в которой
начинается формирование заготовки.
По окончании времени остановки фор-
мируется начальная корка 4, которая
плотно прилегает к поверхности кри-
сталлизатора (см. рис. 3, а).
При вытягивании заготовки корка 4
скользит по рабочей поверхности
вставки. Одновременно происходит
усадка отливки и образование зазора 5
между коркой и вставкой, в который
затекает жидкий металл (см. рис. 3, б).
За время движения происходит даль-
нейшее затвердевание отливки 6 (см.
рис. 3, в). На ее хвостовике нарастает
тонкая корочка 7, которая прижима-
ется к поверхности кристаллизатора
металлостатическим напором рас-
плава. Одновременно на освобождаю-
щейся поверхности в переходной зоне
кристаллизатора в условиях покоя и
плотного контакта затвердевает но-
вая корочка 4 (см. рис. 3, г). Во время
остановки затвердевание продолжается
и происходит смыкание корочек, сфор-
мировавшихся в условиях покоя
и движения.
Отличительной особенностью литья
в металлический кристаллизатор
(рис. 4) является наличие стакана /,
соединяющего металлоприемник 2 с
водоохлаждаемой вставкой 3. На уча
Непрерывное горизонтальное литье
Рис. 2. Принципиальная схема процесса непрерывного горизонтального литья
стке А/ в контакте с торцом стакана
начинается затвердевание отливки. По
окончании времени остановки форми-
руется заготовка 4 (см. рис. 4, а).
При перемещении заготовки на дли-
ну А/ освобождается часть рабочей
поверхности кристаллизатора, на ко-
торой в условиях плотного контакта
затвердевает начальная корка 5 (см.
рис. 4, б). За время'движения на хво-
*)
Рис. 3. Схема формирования отливки
в графитовом кристаллизаторе
стовике заготовки образуется корка 6.
В момент остановки отливки началь-
ная корка 5 имеет максимальную тол-
щину у торца стакана. Толщина на-
чальной корки во время остановки
продолжает расти, одновременно про-
исходит ее сваривание с коркой 6
и заготовкой 4 (см. рис. 4, в).
По мере формирования заготовки
происходит ее усадка, газовый зазор
между отливкой и кристаллизатором
увеличивается, интенсивность ох-
Рис. 4. Схема формирования отливки
в металлическом кристаллизаторе
40-100 33-114
Рис. 5. Наиболее распространенные профили заготовок
§
•о
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Непрерывное горизонтальное литье
503
лаждения плавно уменьшается. За-
твердевание носит ярко выраженный
последовательный характер. Полное
затвердевание отливки может заканчи-
ваться как в кристаллизаторе, так и
за его пределами. Во втором случае
при выходе из кристаллизатора, когда
скачкообразно снижается интенсив-
ность охлаждения, происходит пере-
распределение температур в затвердев-
шей корке за счет теплосодержания
жидкого ядра, температура ее наруж-
ной поверхности резко возрастает,
а затем медленно понижается. По
мере удаления от кристаллизатора
температура расплава в жидкой лунке
понижается и затвердевание от по-
следовательного может переходить к
объемному.
Область применения непрерывного
горизонтального литья — получение
сплошных круглых и прямоугольных
заготовок под последующую обработ-
ку давлением из алюминия, магния,
меди и их сплавов, конструкционных,
углеродистых и низколегированных
сталей; полых цилиндрических за-
готовок из сплавов на основе меди
под обработку резанием; заготовок
из чугуна для использования в машино-
строении (получение сплошных про-
филей простой и сложной конфигура-
ции, а также полых цилиндрических).
Чугунные заготовки (рис. 5) исполь-
зуют в станко-, су до-, автомобиле-
и тракторостроении, химической, авиа-
ционной и стекольной промышлен-
ности. Детали из этих заготовок уста-
навливают на металлорежущие станки,
автоматы, полуавтоматы, деревообра-
батывающие, литейное, кузнечно-прес-
совое и текстильное оборудование
(табл. 1).
Химический состав и свойства заго-
товок должны соответствовать
ГОСТам: 1412—85 для чугуна с пла-
стинчатым графитом; 7293—85 для
чугуна с шаровидным графитом;
1585—85 для антифрикционного чу-
гуна; 7769—82 для отливок со спе-
циальными свойствами из легирован-
ного чугуна.
Для получения заготовок заданного
качества химический состав или угле-
родный эквивалент (СЕ) устанавли-
вают в зависимости от марки чугуна
и толщины заготовки (табл. 2).
Классификация отли-
вок. Типоразмер отливок опреде-
ляется диаметром D описанной окруж-
ности профиля поперечного сечения
(табл. 3); категория — приведенной
толщиной R (отношением площади
поперечного сечения заготовки к пери-
метру); ряд — отношением ширины а
к высоте b поперечного сечения про-
филя (независимо от его конфигура-
ции): при alb 2,5 — ряд 4; при
alb > 2,5 — ряд В.
Различают отливки различной сте-
пени сложности (рис. 6). К первой
степени сложности относятся отливки,
имеющие простой профиль (см.
рис. 6, а) — круглые, квадратные,
прямоугольные и многогранные с со-
отношением сторон (высота к ширине)
b : а 1 : 2; ко второй (см. рис. 6, б) —
круглые, прямоугольные и фигурные
с соотношением сторон b : а 1 : 2,
имеющие выступающие части и пазы
глубиной до 20 и шириной 20—30 мм;
к третьей (см. рис. 6, в) — сложного
профиля с соотношением сторон b : а
> 1 : 2 с выступающими частями вы-
сотой 30 мм и более и шириной до
20 мм, а также полости глубиной
более 30 мм; к четвертой (см. рис. 6, а)—
круглые пустотелые, прямоугольные
и многогранные.
Требования к конструк-
ции заготовок. При разра-
ботке отливки нужно стремиться при-
близить ее конфигурацию к конфигу-
рации детали. Однако необходимо учи-
тывать основные технологические осо-
бенности и возможности изготовления
непрерывно-литых заготовок — обес-
печение требуемого теплоотвода по
периметру фасонной заготовки в це-
лях получения стабильного, производи-
тельного и продолжительного непре-
рывного процесса литья и заданного
качества отливки по всем ее элемен-
там. Нецелесообразно проектировать
новые заготовки, если объем их про-
изводства не превышает нескольких
тонн. Одними из основных параметров
при оценке технологичности конструк-
ции заготовок являются: ширина Ву
(рис. 7), высота Ну углублений, а
также ширина выступа Вв. Прежде
всего это относится к технологич-
ности изготовления и сборки кристал-
лизаторов, обеспечению контакта гр а-
1. Назначение отливок
Отливки Доля отливок в общем выпуске, % Условия работы деталей Требования, предъявляемые к деталям Типичные представители деталей
Общего назначе- ния (неответствен- ные) 40 Слабонагруженные дета- ли, жесткость и короб- ление которых не ска- зываются на точности работы машины Малая прочность Шкивы, рычаги управления, защит- ные короба, крышки (декоративные), грузы
Ответственные 10 Детали, к которым предъявляются требова- ния герметической ста- бильности, а также ра- ботающие в условиях ив нашивания Средняя прочность, жесткость, из носостой- кость, гер метич ность при умеренных давле- ниях Корпуса и крышки редукторов, ги- дронасосов, фильтров, фланцы, крон- штейны и др. детали гидравлики
Особо ответствен- ные 50 Детали, несущие высо- кие нагрузки, работа- ющие в условиях интен- сивного трения Высокая прочность, жесткость, износостой- кость , гер метич ность при высоких давлениях Накладные направляющие, столы фрезерных и шлифовальных станков, салазки суппортов, клинья, гильзы, маховики, притирочные диски дово- дочных станков, диски трения, золот- ники и панели гидроаппаратов
504 НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Непрерывное горизонтальное литье
60S
фитовой вставки с выступами водоох-
лаждаемого корпуса (рис. 8), его проч-
ности и жесткости;
Ву = 2Хх + 2Х2 + Х8,
где Хх, Х2 и Х3 — толщины соответ-
ственно стенки графитовой вставки /,
корпуса 2 и водоохлаждающего ка-
нала.
Практически эти толщины (мм) рав-
ны; Xj = 4-4-20, Х2 = 3-~8, Х8 =
=s 8-4-16. Охлаждение углублений за-
готовок в кристаллизаторе требуется,
если и превышает 30 мм, или
Н 3 3
У > 1,4 при Ву > 15 мм, но это
технически трудно выполнимо. По-
этому By должно быть более 30 мм,
а при By 30 мм 1 и-^У.>1.
£>у Вв
Углубления рекомендуется выпол-
нять на разных поверхностях заго-
товки. Разница в толщине стенок
ее элементов не должна превышать,
мм: 100—120 для чугунов марок СЧ15
и СЧ20; 80—100 для СЧ25 и 60—80
для СЧЗО. Не рекомендуется проекти-
ровать заготовки из высоких марок
серого чугуна с высокими механиче-
скими свойствами, имеющие элементы
с толщиной стенок 10—15 мм при
основной доминирующей толщине
более 70 мм.
Выбор положения заго-
товок в кристаллизаторе.
Для круглых квадратных и близких
к квадратным (отношение ширины
к толщине менее 2,5) заготовок исполь-
зуют однорядное или двухрядное рас-
положение. Двухрядное расположе-
ние (рис. 9) целесообразно исполь-
зовать для заготовок с максимальным
размером в сечении 15—80 мм. Заго-
товки сложного профиля располагают
таким образом, чтобы оператору были
видны «горячие точки» (рис. 10),
а заготовка устойчиво лежала на ро-
ликовом конвейере и в тянущей клети.
Тонкие элементы и стенки фасонных
заготовок, для которых необходимо
дополнительное охлаждение фигур-
ными выступами корпуса, целесооб-
разно располагать в нижней части
кристаллизатора. Если же для этих
элементов требуется заниженное ох-
лаждение по сравнению с основной
сч
СЧЗО ЭЭ1ГО9 эн ‘d in in in сч сч сч —ж о о о о о
Мп 1П Ш 1П in m ш Ш Ш СО СО b* b- Ь- п п б—> >
in1 in in in in in
о о ~ ~ ~ о o' o' o' o'
С/) CM О СП СП оо г* г* СМ СМ « >—<
1 1 Illi
—> сп оо оо ь- со со F. F. F.
Марка чугуна Содержание, % (мае. доля) и СО СО Lf со со ос 1 1 Ш 1П т! со со а ) co — о > co co co co Illi * co СЧ о СП ) co co co сч
СЧ25 ЭЭ1ГО9 эн ‘J in ю СЧ СЧ — ООО ГО
Мп с т с V,1 0,5—0,55 0,55—0,6 0,55—0,6 0,55—0,6 0,6—0,7 0,7—0,75
С/) сч — о сп оо оо ь- СЧ СЧ СЧ — •— III 1 III —> о СП 00 ь- ь- со *4 Л F-й f-й F-Ч
и b- СО Ш ’’Ф со сч — со со со со со со со СО 1П ’’Ф со сч — о *ч со со со со со со со
СЧ20 ЭЭ1ГО9 эн ‘d in ш СЧ СЧ —1 ООО го
Мп m 1Г о с о С m in m 5 m in co CO b* > О О ООО Illi r in in in in in 5 0 O' О °- О О
С/) со сч — о сп оо оо СЧ СЧ сч сч СЧ — О СП оо ь- ь- сч сч сч —- »—1 — —
О г- со и со со о СО in т со со о о со сч —< о со со со со * со сч — о о со со со со
Толщина домини- рующей части заготов- ки, мм О ООО ООО сч in оо — со со О —< -у -у сч — со СО СП сч in 00 «мИ «ж*
БОв
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
3. Классификация заготовок (РТМ2 Н83-58—85)
Диаметр описанной окруж- ности D (свыше—до), мм Приве- денная толщина заготов- ки R (свыше— до), мм Типо- размер Кате- гория Диаметр описанной окруж- ности D (свыше—до), мм Приве- денная толщина заготов- ки R (свыше— до), мм Типо- размер Кате- гория
До 50 До 5 5—10 10—15 I 1 2 3 150—200 20—30 30—40 40—50 IV 3 4 5
50—-100 До 10 10—15 15—20 20—25 II 1 2 3 4 200—250 До 20 20—30 ’ 30—40 40—50 50—60 Св. 60 V 1 2 3 4 5
До ю 1 6
100—150 10—15 15—20 20—30 30—40 III 2 3 4 5 Св. 250 До 20 20—30 30—40 40—50 VI 1 2 3 4
150—200 До 15 15—20 IV 1 2 50—60 Св. 60 5 6
Примечания: 1. Все типоразмеры заготовок составляют два ряда —
А и В. ж
2. Условные обозначения заготовок:
с диаметром описанной окружности D — 164 мм, приведенной толщиной
R = 32 мм и соотношением alb < 2,5:
Заготовка IV—4—А;
с D = 120 мм, R = 15 мм и а/b > 2,5:
Заготовка III—2—В.
массой, целесообразно располагать их
в верхней части кристаллизатора.
На рис. 11 показан ряд примеров
по выбору положения заготовок в
кристаллизаторе. Неправильно выб-
ранные положения заготовок приве-
дены на рис. 11: а — обе заготовки
не имеют прямого охлаждения с «го-
рячей стороны»; б — расположение
графитовых вставок в кристаллиза-
торе с применением дополнительных
охлаждающих элементов не дает же-
лаемого эффекта, потому что трудно
обеспечить хороший контакт с графи-
товой вставкой; в, г, е и в — положе-
ние заготовок выбрано неправильно,
так как «горячие точки» расположены
в верхней части кристаллизатора и
не видны оператору; кроме того, на
схеме е не обеспечено стабильное
положение заготовки на роликовом
конвейере и в тянущей клети.
Правильное расположение загото-
вок показано на схемах рис. 11, в, д,
ж и к.
При переводе получения заготовок
с литья в песчано-глинистые формы
на непрерывное литье изменяют их
Непрерывное горизонтальное литье
507
Рис. 6. Заготовки различной степени сложности
Рис. 7. Заготовка с углублением и
выступами
®®®®®
i)®®®®®
Рис. 9. Двухрядное расположение
заготовок в кристаллизаторе:
1 — заготовка; 2 — кристаллизатор
Рис. 8. Графитовая вставка с эле-
ментом охлаждения углубления
х—х
X
и
— «горячие»;
х
X
Рис. 10. Точки
зоны заготовок:
X — «холодные»
508
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Рис. 11. Схемы расположения загото-
вок в кристаллизаторе:
1 — графитовая вставка; 2 — охлаждаю-
щий корпус; 3 — дополнительные охлаж-
дающие элементы
Рис. 12. Корпус тисков:
а — при литье в песчано-глинистые фор-
мы; б—г — при непрерывном литье
конструкцию: расчленяют на несколько
просты® деталей, поперечные ребра
заменяют продольными (рис. 12).
Кристаллизатор — основной узел
установки непрерывного литья — мо-
жет быть определен как проходная ох-
лаждаемая литейная форма, формо-
образующая поверхность которой в
поперечном сечении представляет со-
бой замкнутый контур, соответствую-
щий профилю отливаемой заготовки.
Предназначен для формирования не-
прерывной отливки по мере поступ-
ления жидкого расплава с одной сто-
роны и удаления частично или пол-
ностью затвердевшей заготовки — с
противоположной. Основные требо-
вания к конструкции — обеспечение
направленного, регулируемого с за-
данной интенсивностью отвода тепла
от поверхности отливки, постоянства
размеров и формы заготовки, герметич-
ности в процессе литья, долговечности,
т. е. способности работать в течение
длительного времени с обеспечением
заданного качества слитка и условий
безопасности.
Классификация кри-
сталлизаторов. Кристаллиза-
торы подразделяют:
по материалу рабочей вставки —
на графитовые и металлические;
по количеству ручьев — на одно-
и многоручьевые;
по расположению ручьев — на одно-
и двухрядные, а также барабанные;
по конструкции охлаждающих кор-
пусов — на цельные и составные;
по способу изготовления охлаж-
дающих корпусов — на сварные,
литые, получаемые заливкой графи-
товой вставки, литые с последующей
установкой графитовой вставки, свар-
но-литые;
по конфигурации наружной ох-
лаждаемой поверхности вставки и вну-
тренней охлаждающей поверхности
корпуса — на круглые, прямоуголь-
ные и фасонные.
Область применения.
Одноручьевые кристаллизаторы ис-
пользуют в основном при производ-
стве заготовок большого сечения и
сложного профиля; многоручьевые
одно- и двухрядные и барабанные —
при производстве достаточно простых
и мелких заготовок. Это связано с воз-
Непрерывное горизонтальное литье
509
можностью идентификации условий за-
твердевания всех заготовок и необхо-
димостью уменьшения перепада тем-
пературы расплава между доливками,
особенно в случае применения не-
обогреваемых металлоприемников, а
также повышения производительности
оборудования. Для производства заго-
товок простого профиля типа круга
и квадрата применяют кристаллиза-
торы с цельными охлаждающими кор-
пусами и, как правило, с круглым
сечением охлаждающей поверхности;
при литье сложнопрофильных заго-
товок и заготовок прямоугольно-
го сечения с отношением сторон 2,5
и более — с составными корпусами.
Металлические кристаллизаторы ис-
пользуют при литье в основном ци-
линдрических заготовок. Наибольшее
распространение получили графито-
вые кристаллизаторы (рис. 13),
так как графит обладает высокими
термостойкостью и теплопроводностью,
низким коэффициентом трения и не-
смачиваемостью металлами.
Графитовая вставка
представляет собой монолитную или
составную полую конструкцию. Вну-
тренний контур поперечного сечения
соответствует профилю отливаемой за-
готовки, а наружный может быть круг-
лым, прямоугольным или фасонным.
Наружную (охлаждаемую) поверх-
ность с круглым сечением выполняют
цилиндрической или конической (угол
конусности 2—3°) (рис. 14, а и б).
Охлаждаемые поверхности с сечением,
отличным от круглого, образуются,
как правило, плоскостями (рис. 14, в
и г).
Графитовая вставка может быть ус-
ловно разделена по длине на две зоны —
охлаждаемую (ограничивается протя-
женностью ее контакта с охлаждаю-
щим корпусом) и неохлаждаемую (вы-
полняет роль металлопровода и слу-
жит для стыковки кристаллизатора
с метал лоприемни ком). Длина не-
охлаждаемой зоны должна превышать
толщину стенки металлоприемника.
Это превышение выбирают в каждом
конкретном случае из условия предот-
вращения перекрытия входного се-
чения вставки намерзающей на стенке
металлоприемника коркой металла.
Для уменьшения осевой составляющей
Рис. 13. Кристаллизатор:
1 — графитовая вставка; 2 — охлаждаю-
щий корпус
теплового потока неохлаждаемую зону
вставки рекомендуется выполнять с
уменьшением толщины стенки (см.
рис. 14, б).
Длину вставки выбирают в зависи-
мости от типоразмера и категории заго-
товки (табл. 4); толщину стенки —
из условий обеспечения заданного
теплоотвода и достаточной ее проч-
ности и жесткости (обычно толщина
стенки равна 10—30 мм).
Ezzzzzzzzpszzzss . 4 _ .. -J
г)
Рис. 14. Графитовые вставки:
/ и 2 - зоны вставки соответственно ох-
лаждаемая и неохлаждаемая
510
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
4. Выбор длины графитовой вставки
Заготовка Длина графитовой вставки, мм Заготовка Длина графитовой вставки, мм
Типоразмер Категория Типоразмер Категория
I 1 2 3 160—180 160—200 200—260 IV 3 4 5 280—350 340—400 360—420
V 1 2 3 4 5 6 240—300 300—380 340—400 380—420 420—500 460—550
II 1 2 3 4 190—220 200—280 220—300 260—330
III 1 2 3 4 5 200—280 220—290 240—300 300—360 340-400
VI 1 2 3 4 5 6 280—350 350—400 380—420 400—450 450—550 480—600
IV 1 2 220—280 240—300
Для изготовления вставок целесо-
образно применять графит с наиболь-
шими прочностью, плотностью, термо-
стойкостью и теплопроводностью.
Этим требованиям в различной сте-
пени удовлетворяют графиты марок:
ГМЗ, МНГ, ЭГ (ТУ 48-20-86—81),
КГП-1 (ТУ 48-4803/079), МГ-1
(ТУ 48-01-70—71) (табл. 5).
Наиболее широко применяют гра-
фит МГ-1 (размеры блоков 0 140X300,
0 215X400, 0 300X300) и МНГ (раз-
меры блоков 400X 400X 550 , 0 300X
X 350).
Изготовляют вставки на металло-
режущих станках с использованием
(в зависимости от конфигурации вста-
вок) технологических операций точе-
ния, сверления, строгания, фрезеро-
вания. Отходы графита — более 40%.
Для заготовок крупных серий и мас-
сового производства целесообразно из-
готовлять вставки из КГП-1 с полу-
чением готовой рабочей полости в про-
цессе прессования. Прессование вста-
вок с размерами рабочей полости
30—130 мм и толщиной стенки не
более 15 мм (рис. 15, а) производят
на горизонтальных прошивных прес-
сах. Прессование вставок сложной
конфигурации размерами более 130 мм
с различной толщиной стенок
(рис. 15, б) проводят на вертикальных
прессах в глухую матрицу. Производ-
5. Физико-механические свойства графита
Свойство Марка графита
ГМЗ эг МНГ МГ-1 КГП-1
р, кг/м3 1600 1580 1500 1660—1700 1660
Пористость, % 25 30 32 24—26 23
асж> МПа 22,5—24,5 19,6 17,6 34,3—39,2 29,8
^из» -МПа 11,8—13,7 9,8 5,9 13,7—15,7 11,8
Непрерывное горизонтальное литье
БП
Рис. 15. Прессованные вставки
ство прессованных вставок требует
изготовления специальной технологи-
ческой оснастки — пресс-форм, од-
нако почти полностью исключает об-
работку резанием и значительно со-
кращает отходы графита.
Размеры рабочей полости выпол-
няют по 12-му квалитету; размеры,
не оговоренные допусками,— по 14-му
квалитету (ГОСТ 25347—82) и классу
точности «средний» (ОСТ 2 Н31-3—81),
угловые размеры — по 13—14-й сте-
пени точности (ГОСТ 8908—81). Пара-
метры шероховатости рабочей поверх-
ности графитовой вставки должны быть
не ниже Ra = 2,0 мкм; для остальных
поверхностей Ra = 5,0-~20,0 мкм
(ГОСТ 2789—73).
Части составных вставок снабжают
конструктивными элементами, исклю-
чающими смещение этих элементов
относительно друг друга. Сопрягае-
мые поверхности отдельных частей
должны прилегать друг к другу, ис-
Типораз- I II
мер за-
готовки
Длина 100—200 150—250
корпуса,
мм
Параметр шероховатости Ra вну-
тренних поверхностей под установку
графитовых вставок должен быть ме-
нее 5 мкм (ГОСТ 2789—73). Допуски
размеров отверстий под установку
графитовой вставки — по 7-му квали-
тету (ГОСТ 25347—82), угловых раз-
меров — по 7—8-й степени точности
(ГОСТ 8908—81).
Водоохлаждаемая полость в свар-
ном корпусе может быть выполнена
ключая проникновение расплава между
ними.
Охлаждающий корпус
предназначен для установки (фикса-
ции) вставки, ее охлаждения и креп-
ления кристаллизатора на металло-
приемнике. Его конструкция должна
обладать достаточной прочностью и
жесткостью. Наиболее широкое при-
менение получили охлаждающие кор-
пуса из стали и чугуна, возможно
также применение меди. Сталь при-
меняют в основном при изготовлении
сварных неразъемных корпусов. Для
разъемных составных корпусов ис-
пользуют, как правило, чугунные от-
ливки. Чугун, несколько уступая
стали по теплопроводности, более
устойчив против коробления при термо-
циклических нагрузках, что важно
для сохранения размерной точности и
обеспечения более плотного и равномер-
ного контакта с графитовой вставкой.
Длину корпуса выбирают в зависи-
мости от типоразмера заготовки:
III IV V VI
180—300 200—350 210—400 220—450
с продольной (вдоль оси вытягивания)
(рис. 16) и поперечной (рис. 17) пере-
городками, а также с рубашкой
(рис. 18).
Цельные корпуса (рис. 19) имеют
патрубки: один — для подвода воды
(в низу корпуса) и один — для
отвода (в верху корпуса). В со-
ставных корпусах каждая часть имеет
индивидуальный подвод и отвод
воды.
612
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Ф190Н7
Рис. 16. Сварной корпус с продольной перегородкой
Ф190Н7
*------”
Рис. 17. Сварной корпус
с поперечной перегородкой
Для обеспечения наибольшей эф-
фективности теплообмена охлаждае-
мые поверхности графитовой вставки
должны находиться в плотном кон-
такте (площадь контакта не менее
80%) с корпусом.
Сборка кристаллизаторов с цель-
ными корпусами осуществляется в вер-
тикальном положении. Плотное при-
легание вставки к корпусу дости-
гается притиркой или запрессовкой
в направлении вытягивания заготовки
с усилием, равным 0,5—0,8 проч-
ности вставки (рис. 20). Перед сбор-
кой корпус и наружную поверхность
вставки проверяют по шаблону. Оваль-
Рис. 18. Сварной корпус с рубашкой
ность, ржавчина и пригар не допу-
скаются. При эксплуатации из-за тем-
пературных напряжений возможно ко-
робление корпуса, особенно в конце
Рис. 19. Цельный сварной корпус
многоручьевого кристаллизатора:
Lt, Lt и LB — конструктивные размеры;
LB — по табл. 4.7; Он — наружный раз-
мер графитовой вставки; L4 » 0,5Le; Lg «
» 10—20 мм; Lt == 0,8L«; « 8-j-lO мм;
6S = 5-5-8 mm; ssx 8-i-lO мм; «в 18-b
25 мм
Непрерывное горизонтальное литье
513
процесса, когда отключено охлажде-
ние и корпус быстро нагревается от
металлоприемника. Поэтому по окон-
чании процесса кристаллизатор сразу
же необходимо снять с металлоприем-
ника. Перед каждой сборкой кристал-
лизатора проверяют посадочные раз-
меры и плоскостность стыкующихся
со вставкой поверхностей. Периодиче-
ски, не реже одного раза в месяц,
корпуса промывают 20%-ной соляной
кислотой для удаления накипи с вну-
тренней поверхности.
Сборку составных кристаллизаторов
начинают с установки нижней части
корпуса, притирки к ней поверхности
вставки, проверки прилегания верх-
ней и боковых частей корпуса и по не-
обходимости притирки к ним вставки.
Крепление верхней и нижней частей
корпуса между собой осуществляют
тягоклиновым или болтовым соедине-
нием (рис. 21). Сила стягивания должна
быть одинаковой по периметру.
При сборке кристаллизаторов с фа-
сонной наружной поверхностью встав-
ки обычно не притирают по всему пери-
метру. В данном случае необходимо
применять контактные теплопровод-
ные пасты типа КПТ-8 (кремнийоргани-
ческая) или состоящие из кремний-
органической жидкости и смеси тонко-
дисперсных порошков металлов: меди,
олова и алюминия. Металлические
порошки могут быть заменены графи-
том ГЛС-1. При этом теплопровод-
ность снижается, но поверхность кор-
пуса легче очищается от отработанного
слоя. В качестве кремнийорганиче-
ского материала применяют смесь этил-
силиката с кремнийорганическими ла-
ками в соотношении 2:3. Пасту при-
готовляют сметанообразной консистен-
ции, наносят тонким слоем на поверх-
ность вставки и плотно прижимают
к корпусу. Применение паст сокращает
время сборки примерно вдвое, а про-
изводительность литья возрастает на
20—30%.
Регулирование тепло-
отвода с целью выравнивания
скорости затвердевания отливки по
периметру осуществляют плавным из-
менением толщины слоя теплопровод-
ной пасты от минимального значения
в верхней части поперечного сечения
кристаллизатора до максимального —
Рис. 20. Соборный кристаллизатор с
цельным корпусом:
1 — корпус; 2 — вставка
в нижней (рис. 22). При литье сложно-
профильных заготовок для исключе-
ния разницы в условиях затвердева-
ния различных элементов, образова-
ния отбела во внешних углах и тон-
ких сечениях, горячих и холодных
трещин, коробления и получения одно-
родной структуры по сечению необ-
ходимо осуществлять дифференциро-
ванный теплоотвод: снижать интен-
сивность теплообмена вблизи внеш-
них углов и тонких сечений заготовки
и повышать вблизи внутренних уг-
лов или пазов.
Снижение интенсивности теплооб-
мена достигается увеличением тол-
щины вставки или стенки корпуса,
Рис. 21. Собранный кристаллизатор
с составным корпусом:
1—3 — части корпуса соответственно ниж-
няя, верхняя, боковые; 4 — вставка; 5 —
болтовое соединение
17 Ефимов
514
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Рис. 22. Варианты выполнения кри-
сталлизатора со слоем теплопроводной
пасты:
1 — вставка;
канал для
2 — слой; 3
циркуляции
жидкости
корпус; 4 —
охлаждающей
а также вводом дополнительного тер-
мического сопротивления, наиболее
удобным местом расположения кото-
рого является поверхность контакта
вставки с корпусом.
Эффективным сопротивлением мо-
гут служить газовый зазор, а также
материалы с низкой теплопроводно-
стью. Длина термоизоляции равна
протяженности охлаждаемой зоны
кристаллизатора. Ширина определяется
конфигурацией и типоразмером заго-
товки, а также зависит от конструк-
6. Размеры пазов, мм
(обозначения см. на рис. 23)
Типоразмер заготовок S Si Bt
I 10—15 8—10 9—16 12—22
II 10—15 10—12 12—25 16—32
III 15—20 12—15 18—36 25—48
IV 15—20 12—15 28—52 40—70
V 20—25 15—20 45—60 60—80
VI 20—30 20—25 50—70 70—100
Примечание. Для сечений лю-
бой формы Н = 2-4-4 мм.
тивного решения кристаллизатора. Для
сборных кристаллизаторов наиболее
приемлемыми являются термические
сопротивления в виде газового зазора,
который создается путем выполнения
паза, как правило, на графитовой
вставке (рис. 23; табл. 6).
Кристаллизаторы с литым охлаждаю**
щим корпусом получают заливкой гра-
фитовой вставки, которая служит
стержнем в литейной форме. За счет
плотного и равномерного контакта меж-
ду вставкой и корпусом обеспечивается
снижение контактного термического
сопротивления в 3—5 раз, повышается
интенсивность теплообмена. В связи
с тем, что корпус в данном случае ис-
пользуется один раз, его конструкция
должна быть достаточно простой, тех-
нологичной, обеспечивать минимум об-
работки резанием или полное ее ис-
ключение. В качестве материала кор-
пуса применяют силумины или чу-
гуны.
Графитовая вставка (рис. 24) мо-
жет выполняться практически с лю-
бым контуром наружной поверхности.
Это позволяет эффективно управлять
интенсивностью теплообмена по се-
чению и длине кристаллизатора.
Уменьшение теплопередачи дости-
гается созданием искусственного га-
зового зазора и нанесением на поверх-
ность графитовой вставки покрытия
с низкой теплопроводностью (рис. 25).
Длина термоизоляции ограничивается
протяженностью охлаждаемой зоны
кристаллизатора. Ширину опреде-
ляют, восстанавливая перпендикуляр
от линии пересечения сопрягаемых
рабочих поверхностей графитовой
вставки и прибавления некоторой ве-
личины перекрытия П:
/7 = 5 tg (90°--у).
Улучшение теплообмена обеспечи-
вается увеличением площади контакта
между вставкой и корпусом за счет
заливаемых металлом пазов (рис. 26).
Глубина пазов должна быть не более
0,5—0,7 толщины стенки вставки, а
ширина — 0,3—0,6 этой толщины.
Расстояние между пазами составляет
1,2—2,0 ширины паза. Выполнение
пазов рекомендуется при производстве
Непрерывное горизонтальное литье
51 li
Рис. 23. Примеры выполнения пазов на вставке:
S и — толщины стенок соответственно наименьшая и в зоне впадины; Н — глу
бина паза; и Et — ширина
ваготовок прямоугольного сечения (с
, отношением ширины к высоте более
двух) и сложных профилей.
При изготовлении заготовки слож-
ного сечения оребрение корпуса реко-
мендуется проводить в зонах тепловых
узлов отливки при их ширине более
60 мм (рис. 27). При ширине паза
менее 60 мм выполняют отверстия
(рис. 28).
Пример комплексного решения за-
дачи дифференцированного теплоотвода
17*
в кристаллизаторе для заготовки слож-
ного профиля приведен на рис. 29.
В условиях серийного изготовле-
ния кристаллизаторов наиболее пред-
почтительной является отливка кор-
пуса в закрытый кокиль, так как в этом
случае обеспечивается наибольшая раз-
мерная точность (рис. 30). Для умень-
шения вероятности образования тре-
щин в графитовой вставке необходимо
обеспечивать равномерность распре-
деления напряжений по поверхности
516
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Рие. 24. Кристаллизатор с литым
корпусом:
1 >=• вставка; 2 — корпус
при переходе от охлаждаемой зоны
к неохлаждаемой, в трещиноопаснык
местах корпуса необходимо увеличи-
вать толщину стенки в 2—2,5 раза.
При эксплуатации кристаллизато-
ров с охлаждающим корпусом из
силуминов не допускаются перерывы
в подаче охлаждающей воды, так как
это может привести к расплавлению
корпуса.
Преимущества кристаллизатора с ли-
тым корпусом перед сборным:
повышение производительности и
стабильности процесса, а также ка-
чества и размерной точности загото-
вок;
сокращение затрат на изготовление
кристаллизатора;
Рис. 25. Примеры выполнения термо-
изоляции внешних углов:
а — нанесением покрытий; б — сверле-
нием отверстий диаметром В; 1 — литой
корпус; 2 — вставка; 3 — покрытие; 4 —
отверстие
Рис. 26. Пример организации диффе-
ренцированного теплоотвода по
периметру кристаллизатора путем
термоизоляции внешних углов и уве-
личением площади контакта между
вставкой й корпусом со стороны ши-
рокой грани:
1 — корпус; 2 — термоизоляция; 3 —
вставка; 4 — ребра; Ви Н — размеры
вставки
исключение механической обработки
корпуса резанием и операции сборки
кристаллизатора;
уменьшение затрат на обработку
резанием графитовой вставки в резуль-
тате снижения требований к шерохо-
ватости поверхности и размерной точ-
Рис. 27. Пример организации диф-
ференцированного теплоотвода вбли-
зи теплового узла отливки:
1 — подача воды; 2 — термоизоляция; 3 —
отливка; 4 — расплав; б — ребра; *6 —
вставка; 7 — корпус
Непрерывное горизонтальное литье
517
Охлаждаемая зона
кристаллизатора
Рис. 28. Пример конструкции узла
кристаллизатора для выполнения
узкого паза в заготовке:
1 — вставка; 2 — корпус
Рис. 29. Пример комплексного реше-
ния дифференцированного теплоотвода:
1 и 6 — водораспределительные плиты
соответственно верхняя и нижняя; 2
и 7 — патрубки соответственно для под-
вода и отвода воды; 3 — термоизоляция;
4 — литой корпус; 5 — вставка; 8 — от-
клоняющие пластины
Рис. 30. Кокиль для отливки кор-
пуса:
1 — стержень; 2 — литниковая . система;
3 — плита; 4 — графитовая вставка
518
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
ности охлаждаемой поверхности, а
также на монтаж кристаллизатора и
его подключение к системе охлаждения;
высокая универсальность.
Недостатки:
охлаждающий корпус разового ис-
пользования;
необходимость проведения гидроис-
пытаний каждого кристаллизатора;
необходимость утилизации (вто-
ричного переплава) литого корпуса.
Износ графитовой вставки — основ-
ной лимитирующий показатель дли-
тельности процесса. Практически рабо-
тоспособность вставки можно оценить
по ее относительному износу, опреде-
ляемому по формуле
я1во = 100,
где Я100 — износ вставки после вытя-
гивания 100 м заготовки; х — перво-
начальный размер вставки; х0 — раз-
мер вставки после протяжки через
нее заготовки длиной /
Износ вставок из графитов различ-
ных марок:
Марка графита
Износ Я100, мм
ГМЗ ЭГ МНГ КГП-1 МГ-1
4,5—5,0 5,5—6,0 2,0—3,0’ 1,6—2,0 0,7—1,0
Максимальный износ графитовой
вставки происходит на начальной ста-
дии литья (рис. 31 и 32). Износ во мно-
Г0хМ зависит от шероховатости поверх-
ности после обработки, которая меньше
у мелкозернистых графитов. Обработку
необходимо проводить на подачах ре-
жущего инструмента, примерно рав-
тых 0,5 величины зерна. Возможна
притирка поверхностей или их поли-
рование, что достаточно трудно для
сложных профилей.
Стойкость вставки можно увеличить
термохимической обработкой, состоя-
щей в пропитке 3—20%-ным раство-
ром кремнийорганического лака в этил-
силикате с добавкой 1—2,5% борной
6)
Рис. 31. Зависимость износа по вы-
соте (а) и ширине (б) вставок из гра-
фита МГ-1 при литье высокопрочного
чугуна.
Данные получены в результате ~650 за-
меров
кислоты на содержание в эти л си л и кате
кремнезема, сушки при температуре
200—250 °C в течение 60—90 мин с по-
следующей прокалкой при 900—1000 °C
в течение 50—80 мин. Стойкость вста-
вок увеличивается на 30—40% .
Пропитка не исключает быстрый из-
нос вставки, если качество обработки
поверхности неудовлетворительное,
так как неровности на поверхности
отливки, повторяющие профиль кри-
сталлизатора, царапают вставку. Для
уменьшения механического износа и
растворения вставок расплавом эффек-
тивно применение силицированного и
боросилицированного графиков.
Уменьшению износа вставки спо-
собствует правильная подготовка к на-
чалу процесса. При разогреве метал-
лоприемника газом необходимо защи-
тить внутреннюю поверхность графи-
товой вставки от окисления, закрывая
Рис. 32. Зависимость износа по вы-
соте (а) и ширине (б) графитовых
вставок от массы отливок из серого
чугуна.
Данные получены в результате ~100 за-
меров
Непрерывное горизонтальное литье
519
хвостовик пробкой. Не допускается
подача воды в корпус кристаллизатора,
так как это вызывает конденсацию и
увлажнение вставки. Влажная вставка
изнашивается значительно интенсив-
ней, поэтому перед сборкой ее реко-
мендуется просушить при 200—300 °C.
Перед заливкой расплава на рабочую
поверхность вставки тампоном наносят
слой жидкой пасты, содержащей, %
(мае. доля): графита 40—60, ацетона
25—35, эмали НЦ25 15—20.
Металлический кристаллизатор при-
меняют для получения в основном
цилиндрических отливок из чугуна и
стали Основные элементы кристалли-
затора — металлическая вставка и ох-
лаждающий корпус (рис. 33). Кон-
струкция их сочленения должна обе-
спечивать свободное осевое и радиаль-
ное расширение вставки при сохра-
нении герметичности мест стыка
(рис. 34). Конструкция с двумя Г-об-
разными прокладками наиболее тех-
нологична.
Корпус выполняют из стали, про-
кладки — из резины толщиной 4—
6 мм (ГОСТ 7338—77) и паронита тол-
щиной 1—3 мм (ГОСТ 481—80).
Металлические встав-
к и изготовляют из стали, меди, брон-
зы и молибдена. Размеры вставок, мм:
длина 150—300, диаметр 25—150, тол-
щина стенки 5—30. С целью регули-
рования теплоотвода по периметру
вставку выполняют с изменяющейся
толщиной стенки (рис. 35). Это дости-
гается смещением внутреннего отвер-
стия относительно оси.
Рис. 33. Кристаллизатор:
/ — вставка; 2 — корпус; 3 — гильза; 4 —
центрирующие упоры; 5 и 6 — прижим-
ные фланцы; 7 — нажимной фланец; 8
и 9 — уплотнительные прокладки; 10 и
11 — патрубки для подвода и отвода воды;
12 — расточка
Для улучшения теплоотдачи, повы-
шения жесткости и снижения коробле-
ния вставки водоохлаждаемую поверх-
ность выполняют ребристой (рис. 36).
Размер и число пазо*' и выступов рас-
считывают из ус товия обеспечения
скорости протекания воды в пазах
6—9 м/с и расхода при давлении
0,3 МПа (5ч-7) 10“3 м3/с. Для созда-
ния равномерного зазора между отлив-
кой и вставкой на рабочей поверхности
выполняют продольные пазы (см.
рис. 36).
Рис. 34. Примеры соединения вставки и корпуса:
а — без бурта; б — с прямым буртом; в — с сильфоном; г — с пружинным буртом; д —
с двумя прокладками; 1 — вставка; 2 — корпус; 3 — фланец; 4 — прокладка; 5 —
сильфои; 6 — пружинный элемент
520
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Рис. 35. Вставка с осесмещенным
внутренним отверстием
В металлической вставке в процессе
литья имеются значительные перепады
температур как по толщине, так и по
длине стенки. Это приводит к нерав-
номерному термическому расширению
и изменению первоначального размера.
При литье в цилиндрическую вставку
усадки чугуна недостаточно для сво-
бодного извлечения отливки. Усилие
вытяжки возрастает до 500—600 Н.
Возможно заклинивание заготовки.
Необходимо выполнять вставку конус-
ной, т. е. с увеличением диаметра в на-
правлении извлечения заготовки. Ве-
личина конуса зависит от длины, диа-
метра и материала вставки, скорости
извлечения отливки, температуры за-
ливаемого металла, химического соста-
ва чугуна и находится в пределах 1—3'.
Усилия вытяжки при этом 25—30 Н.
Рис. 36. Конструкция вставки
Рис. 37. Многоручьевой кристаллиза-
тор:
I — вставка; 2 — рабочие полости; 3 —
корпус; 4 — глуходонный канал; 5 — ра-
диальные каналы; 6 — штуцер
Шероховатость рабочей поверхности
вставки должна быть 6,3—2,5 мкм, а
точность изготовления соответствовать
7—9-му квалитету.
Для осуществления многоручьевого
литья металлические кристаллиза-
торы собирают в блоки с индивидуаль-
ной системой охлаждения, а также
выполняют моноблочными с единой
системой охлаждения (рис. 37).
Соединительный ста-
кан предназначен для подачи распла-
ва из металлоприемника в кристалли-
затор. По принципу соединения с кри-
сталлизатором стаканы подразделяют
на приставные и вставные', по кон-
струкции — на цельные и сборные.
Наибольшее распространение полу-
чил вставной сборный стакан, состоя-
щий из корпуса 1 и кольца 2 (рис. 38).
Корпус является каналом, по кото-
рому протекает металл. Требования
к материалу конструкции: при мон-
таже и эксплуатации не должен разру-
шаться, химически взаимодействовать
с расплавом или растворяться в нем,
обеспечивать минимальные тепловые
потери.
Непрерывное горизонтальное литье
521
Конструкция корпуса зависит от рас-
стояния металлоприемника до кристал-
лизатора, диаметра, отливки, скорости
литья, температуры расплава. При
расстоянии не более 15 мм и диаметре
заготовки 40—150 мм применяют одно-
слойный корпус (рис. 39, а) из шамото-
графита с толщиной стенки 10 мм.
При расстоянии 15—150 мм исполь-
зуют двухслойный корпус (рис. 39, б).
Внутренний слой — из ша мотогра-
фит а с толщиной стенки 10 мм, наруж-
ный — из ультралегковесного кирпича
ШЛБ-0,4 толщиной 60 мм. Слои склеи-
вают между собой пастой, состоящей
из 80% пылевидного кварца и 20%
жидкого стекла, и сушат при темпера-
туре 150 °C в течение 24 ч. .При литье
заготовок диаметром до 40 мм приме-
няют корпус с внутренней конусной
полостью длиной 10—60 мм (рис. 39, в).
Это позволяет увеличить объем металла
в стакане, усилить конвективные пото-
ки и предотвратить перемерзание ме-
талла.
Корпус с толщиной стенки 30 мм
изготовляют из кирпича ШЛБ-0,4,
внутреннюю полость промазывают со-
ставом из 85% оксида алюминия и 15%
ортофосфорной кислоты и сушат при
600 °C в течение 6 ч.
Кольцо — наиболее ответственная
часть стакана. Его конструкция влияет
на стабильность формирования началь-
ной корки и качество заготовки. Раз-
личают кольца для получения боль-
шого и малого неспаев. Большой не-
спай требуется для осуществления
ломки отливки при длине заготовки,
равной шагу вытягивания [например,
при литье мелющих тел (цильпебсов) ],
а малый неспай — для уменьшения
припуска на обработку заготовок,
больших длин шага вытягивания.
Для получения неспаев глубиной
3—10 мм применяют кольца из гра-
фита, шамотографита и стали. Наибо-
лее пригодным материалом является
низкоуглеродистая сталь. Она имеет
высокую теплопроводность [45 Вт/(мХ
Х°С)] и хорошо обрабатывается. Для
получения небольших неспаев наибо-
лее подходящими по физико-механи-
ческим свойствам материалами для
изготовления кольца являются некото-
рые железохромалюминиевые сплавы
и нихромы, обладающие низкой тепло-
Рис.
38. Соединительный стакан
проводностью, высокой окалино- и жа-
ростойкостью (табл. 7).
Для уменьшения теплоотвода от
кольца / (рис. 40) к кристаллизатору 2
выполняют выточки 5 и предусма-
тривают теплоизолирующие проклад-
ки 9 из паронита и асбеста между упо-
ром 3 и кристаллизатором 2. Для улуч-
шения свариваемости отливки с на-
чальной коркой на торце бурта 4 вы-
полняют радиальные пазы 6 треуголь-
ной или синусоидальной формы и коль-
цевые проточки 7. Для получения
заготовок с большими неспаями изго-
товляют кольцо с массивным буртом.
Крепление кольца к корпусу осуще-
ствляют огнеупорными композициями
на фосфатных связках. Для предотвра-
щения разрушения клеевого шва бурт
выполняют с выступом 8.
Для повышения температуры стака-
на и предотвращения перемерзания
в)
Рис. 39. Корпус стакана
522
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
7. Свойства сталей
Параметр Марка стали
0Х23Ю5 0X27JO5 Х16Н60 Х20Н80
р, кг/м3 7250 7190 8200 8400
а-10е, 1/°С 17,4 15,0 16,3 16,5
X (при температуре 20— 1000 °C), Вт/(м-°С) 12,6 12,6 13,4 14,65
Окалиностойкость, °C 1200 1300 1050 1100
Температура плавления, °C 1500—1510 1500—1510 1370—1410 1390—1420
Рис. 40. Варианты изготовления кольца:
а — с облегченным буртом; б — с радиаль-
ными пазами; в — с кольцевыми проточ-
ками; г — с выступающим буртом; д —
с прокладкой; е — с массивным буртом
в нем металла используют индукцион-
ный подогрев или выполняют кольцо
стакана в виде нагревателя с последо-
вательным соединением через кристал-
лизатор с источником тока (рис. 41).
Материалы для изготовления нагре-
вательных элементов приведены в
табл. 8. Потребляемая средняя мощ-
ность от источника тока напряжением
20 В равна 5 кВт.
Подготовка жидкого металла. Для
приготовления расплава могут быть
использованы все металлургические и
литейные плавильные агрегаты, как
самостоятельно, так и в комплексе,
при различном их сочетании (табл. 9).
Основным требованием к плавиль-
ным агрегатам и комплексам является
регулярная подача расплава к уста-
новкам непрерывного литья, соизме-
римая с их производительностью. Наи-
Рис. 41. Схемы нагреваемых стаканов:
а — приставного; б — вставного; в — с засыпкой; 1 — кольцо-нагреватель; 2— кор-
пус стакана; 3 — кристаллизатор; 4 и б — места установки термопар для контроля
температуры бурта и нагревателя; б — источник тока; 7 — прокладка; 8 — контактная
шайба; 9 — васыпка
Непрерывное горизонтальное литье
523
более приемлемым агрегатом для фи-
нишной доводки расплава перед пода-
чей его на линию непрерывного литья
является тигельная индукционная
пе<ь, которая может работать как в
миксерном режиме, так и в качестве
первичного плавильного агрегата
(табл. 10).
При выплавке серого (ГОСТ 1412—
85), ковкого (ГОСТ 26358—84) и высо-
копрочного (ГОСТ 7293—85) чугунов
используют доменные чушковые чу-
гуны, лом, отходы черных металлов,
возврат собственного производства
(табл. 11). Для доведения расплава
чугуна по химическому составу исполь-
зуют ферросплавы й присадочные ма-
8. Физические свойства
материалов нагревателей
Материал нагревателя Удельное электриче- ское со- противле- ние при 20 °C, Ом • мм2/м Макси- мальная рабочая темпе- ратура, СС
Нихром 1,27 1150
Х20Н80ТЗ
Сталь 0Х27Ю5 1,45 1250
Дисилицид мо- 0,003 1800
либдена
Карбид кремния 1000 — 1900 1600
териалы (табл. 12 и 13) и карбюриза
торы (табл. 14). Соотношения соста
9. Плавильные агрегаты
Плавильный агрегат Применяемость (%) агрегата при получении чугуна Затраты условного топлива на 1 г жидкого чугуна, кг Примечание
до СЧ20 СЧ25 и выше ST & вч, чвг L._ специ- ального
Коксовая вагран- ка 50 ——— —. 216—244 177—219 Необходим подо- греваемый метал - лоприемник
Коксогазовая ва- гранка 80 10 10 ——”
Индукционная печь тигельная 100 100 100 90 100 178—240 Сложность про- цесса выведения серы
Дуговая печь 90 90 90 90 30 150—220 Повышенный угар элементов
Ду пл екс-пр оцесс: вагранка—ка- нальный миксер 100 90 90 90 50 162—186 ——•
Дуговая печь— канальный миксер 100 100 100 100 80 137—205 Оптимально для ВЧ
Доменная печь— канальный миксер 100 70 90 90 30 34 Затрудненность подшихтовки
Доменная печь— тигельный миксер 100 100 100 90 100 40 Сложность про- цесса выведения серы
524
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
10. Технические характеристики тигельных индукционных печей
Параметр Тип печи
CN О О н S ИЧТ-2,5/1,0С4 ИЧТ-6,0/1,6С6 ИЧТ-10,0/2,5СЗ; ИЧТ-10,0/2,5С4
Номинальная емкость, т 1 2,5 6 10
Номинальная мощность печного трансфор- 400 1000 1600 2500
матора, кВ-А
Мощность, потребляемая установкой, кВ*А 370 910 1480 2300
Число фаз:
питающей сети 1 3
контурной цепи 1
Частота тока, Гц 50
Номинальное напряжение, В:
питающей сети 6 000 или 10 000
контурной цепи (индуктора) 495 930 1000 2075
Коэффициент мощности:
естественный 0,213 0,198 0,179 0,164
скомпенсированный 0,98
Расчетная температура перегрева металла, °C 1500
Производительность по плавлению и пере- 0,6 1,7 2,7 4,4
греву до 1400 °C, т/ч
Удельный расход электроэнергии на плав- 630 550 546 522
ление и перегрев до 1400 °C, кВт/(ч-т)
Время (ч) плавления и перегрева до 1400 °C 1,7 1,5 2,2 2,3
Мощность, ориентировочно потребляемая 55 70 150 200
при выдержке металла при 1400 °C, кВт
Расход воды на охлаждение, м3/ч 4,15 8,3 15,2 18,0
11. Исходные шихтовые материалы для выплавки чугуна
Материал Марка материала ГОСТ, ТУ
Коксовый чугун Рафинированный чугун Передельный высококачественный чу- гун Передельный высококачественный ра- финированный чугун Стальной покупной лом Брикеты из стальной стружки Пакеты из стальных отходов Чугунный покупной лом Чугунная стружка Возврат собственного производства Передельный чушковый чугун • Л1—Л 5 ЛР2—ЛР4 ПВК1, ПВК2, пвкз ПВКР1, ПВКР2, ПВКРЗ 1А, 2А, 4А 6А 8А 17А 24А ПЛ1, ПЛ 2 4832—80 805—80 ТУ 14-15-5—80
2787—86
805—80
Примечание. В брикетах из стальной стружки и пакетах из стальных
отходов не должно содержаться масла и примесей более 0,5%.
£
Непрерывное горизонтальное литье
525
12. Химический состав ферросплавов и присадочных материалов,
используемых при плавке чугуна
Содержание, % (мае. деля)
Материал; ГОСТ на материал Марка Основной элемент, не менее с Si р 1 S
не более
ферросилиций; 1415—78 ФС75л ФС65 ФС45 ФС25 74,0 63,0 41,0 23,0 0,8 —— 0,05 0,05 0,05 0,06 0,02 0,02 0,02 0,02
Ферромарганец; 4755—80 ФМн75 ФМн70 75,0 70,0 7,0 7,0 1,0 2,0 0,45 0,55 0,02 0,03
Феррохром; 4757—79 ФХ650А ФХ800А 65,0 65,0 6,5 8,0 2,0 2,0 0,03 0,03 0,06 0,06
Ферромолибден; 4759—79 ФМо52 ФМо55А ФМо58 52,0 55,0 58,0 0,5 0,1 0,08 5,0 1,5 1,0 0,1 0,12 0,05 0,20 0,12 0,12
Ферробор; 14848—69 ФБ-1 ФБ-2 ФБ-3 17,0 8,0 6,0 0,2 3,0 15,0 12,0 0,03 0,02
Ферротитан; 4761—80 ФТи35 ФТиЗО ФТи20 35,0 30,0 20,0 0,1 0,2 0,2 5,0 8,0 6,0 0,07 0,07 0,15 0,05 0,07 0,08
Ферровольфрам; 17293—82 ФВ80А ФВ70 ФВ65 80,0 70,0 65,0 0,1 0,3 0,7 0,8 0,5 1,2 0,03 0,04 0,10 0,02 0,08 0,15
Силикомарганец; 4756—77 СМн26 СМн20 СМн17 СМн14 СМнЮ 60.0 65,0 65,0 65,0 65,0 0,2 1,0 1,7 2,5 3,5 32,0 25,9 19,9 16,9 13,9 0,05 0,1 0,1 0,2 0,2 0,03 0,03 0,03 0,03 0,03
Никёль; 849—70 Н-3 Н-4 98,6 в сумме с кобальтом 87,6 в сумме с кобальтом 0,1 0,15 —— 0,03 0,04
Медь; 859—78 М2 М3 99,7 99,5 — — 0,01 0,01
Сурьма; 1089—82 Е Су1Э Су2 99,4 98,8 — —• 0,1 0,1
13. Химический состав модификаторов для получения чугуна с шаровидным графитом
Модификатор; ТУ на модификатор Марка Содержание, % (мае доля) Fe
Mg Са РЗМ Si А1, не более Ni
Никель—магний—церие- вая лигатура; 48-21-5013—72 — 14—16 0,4—0,6 церия — — 84—76
Железо—кремний ма- гний—кальциевые лига- ЖКМК1 9—12 12—20 До 10 40—60 Не регла- ментирует- ся — Остальное
туры; 14-5-39—74 ЖКМК2 жкмкз 6—9 9—12 12—20 6—12 По требо- ванию по- требителя —
ЖКМК4 6—9 6—12 —
ЖКМК5 9—12 До 6 '
ЖКМК6 6—9 » 6 —
Модификатор комплекс- ный; 14-5-134—81 СМг7К0,3 СМг6К0,3 6,5—8,5 6—9 0,3—1,0 0,3—1,5 0,3—0,6 0,3—1,0 45—55 45—6Q 1,2 2,5 Остальное
СМг6К2 6—9 2—4 0,3—1,0 50—60 2,5
СМг9К2 9—12 О >1 0,3—1,0 50—60 2,5 № 1
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Л ’Ч-
14. Карбюризаторы, используемые для науглероживания чугуна
Карбюризатор; ТУ на карбюризатор Содержание элементов и примевей, % (мас? доля) Усвоение углерода при вводе в шихту, %
Углерод Летучие вещества и примеси Зола Влага Сера
Электродный бой 95—97 До 3,0 1,0—1,5 0,5—1,2 0,02—0,03 90—85
Графитирова нный коксик ; 48-4805-2—79 85—90 До 4,0 8,0—10,0 3,0—5,0 До 0,5 75—80
Графитовая стружка; ЧМТУ 01-17—75 95—97 До 3,0 1,0—1,5 0,5—1,2 До 0,03 90—95
Отсев пекового кокса; ГОСТ 8935—77 90—95 3,0—6,5 3,0—5,0 0,06—0,08 80—85
Графит гранулированный; 01-18—68 95—99 0,3—0,5 Лс 0,2 0,5—0,7 0,04—0,09 85—92
Карбюризатор каменноугольный; 14-7-57—81 90—95 1,0-2,5 5,0—8,0 3,0—4,0 0,4—0,5 85—90
Графит измельченный; 48-20-54—84 95-99 До 3,0 До 0,9 0,5—1,2 До 0,05 80—90
Непрерывное горизонтальное литье
628
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
15. Состав металлозавалки при плавке серого чугуна
Марка чугуна Состав металлозавалки, % (мае. доля)
Передельный чугун Лом Стружка Возврат собствен- ного произ- водства
стальной чугун- ный стальная чугун- ная
СЧ20 СЧ25 5—10 10—30 20—40 20—35 15—30 15—25 15—30 15—20 15—40
СЧЗО СЧ35 10—15 10—30 15—30 20—30 15—25 10—15 5—10 10—15 5—10 15—40 20—40
СЧ40 СЧ45 20—30 25—35 15—20 — 30—50
15—20
Примечание. Ферросилиций и карбюризатор сверх 100% по расчету.
16. Состав (%, мае. доля) металлозавалки
при плавке высокопрочного и ковкого чугунов
Марка чугуна Состав металлозавалки Допускаемое содержание в шихте, не более
Литейный рафиниро- ванный чугун, ЛР2, ЛРЗ, ЛР4 Лом Возврат собствен- ного произ- водства
стальной чугун- ный
Сг Мп
ВЧ 35, .. ., ВЧ 50 15—20 20—30 30—40 30—50 0,05 0,6
ВЧ 60, ... , ВЧ 100 30-50 30—40 15—20 30—50 0,1 0,7
кч 30, .. ., КЧ 40 70—80 30—50 0,08 0,4
КЧ 45, .. ., КЧ 80 — 70—80 — 30—50 0,08 0,4
Примечание. Ферросилиций и карбюризатор — сверх 100% по рас-
чету.
вляющих металлозавалки при плавке
чугуна в индукционных печах приве-
дены в табл. 15 и 16.
Легирование чугуна в индукцион-
ных печах проводят после расплавле-
ния шихты и предварительного экс-
пресс-анализа. Легкоплавкие металлы
и сплавы целесообразно вводить в
ковш. В монопроцессе модифицирова-
ние проводят при выдаче металла из
печи в ковш.
Модификаторы укладывают на дно
ковша или подают под .струю метал-
ла. Модификаторы, склонные к спека-
нию, перемешивают с легкоплавки-
ми, тонко раздробленными флюсами
(например, с плавиковым шпатом —
5—10% массы модификатора). При
дуплекс-процессе и при заливке рас-
плава в металлоприемник из МДН
модификаторы вводятся на струю. Од-
нако в этом случае требуются допол-
нительные устройства в металлоприем-
нике, предотвращающие возможность
попадания нерастворившегося моди-
фикатора и шлака в кристаллизатор.
Непрерывное горизонтальное литье
529
Оптимальным является модифициро-
вание расплава непосредственно в
крышке или металлоприемнике, напри-
мер, порошковой проволокой.
Металлоприемник—ёмкость для хра-
нения и бесперебойной подачи расплава
в кристаллизатор (рис. 42). Обязатель-
ными элементами металлоприемника
являются корпус с посадочными узлами
для кристаллизаторов и узлами крепле-
ния на установке, огнеупорная кладка
с теплоизоляционным слоем, крышка
с подогревательным устройством и лит-
никовой системой. Кроме того, метал-
лоприемник может содержать устрой-
ства для измерения температуры и
уровня металла, специальные пере-
городки для регулирования циркуля-
ции металла и устройства для ввода
модификаторов. Отдельный вид пред-
ставляют металлоприемники с индук-
ционным подогревом.
Металлоприемники требуют хоро-
шей теплоизоляции, так как при экс-
плуатации на поверхности стенок на-
чинает затвердевать корка металла.
Если она достигает входа в кристалли-
затор, процесс прекращается. Ско-
рость роста корки снижается при нали-
чии эффективного газового подогрева
и постоянного пополнения металло-
приемника новой порцией более горя-
чего металла.
Разъемные металлоприемники отли-
чаются удовлетворительной удаляе-
мостью остатков металла, удобством
выполнения футеровки и монтажа кри-
сталлизатора. Газовый подогрев обыч-
но делается с принудительным дутьем,
так как инжекционные горелки не дают
необходимой температуры и металл
постепенно охлаждается. Быстрая за-
мена металлоприемника при перена-
ладке линии на другую номенклатуру
осуществляется применением штырево-
втулочного соединения на его основа-
нии. Крепление выполняют клиньями
или болтами.
Футеровку выполняют следующим
образом: на корпус металлоприемника
приклеивают теплоизоляционный ма-
териал типа листового асбеста толщи-
ной 5—10 мм. После этого выполняют
кладку легковесного кирпича толщи-
ной 50—100 мм и нормального шамот-
ного кирпича класса А. Целесообразно
при выполнении кладки проставлять
Рис. 42. Металлоприемники:
а— неразъемный; б — с разъемом в го-
ризонтальной плоскости; в — с разъе-
мом в вертикальной плоскости; г — с
регулируемой циркуляцией расплава; д —
малогабаритный с отъемной задней стен-
кой; е — с индукционным подогревом;
1 и 2 — отверстия в крышке для заливки
металла и газового подогрева; 3 — кри-
сталлизатор; 4 — узел крепления; 5 —
линия разъема; 6 — перегородка; 7 —
индукционная единица
крючки крепления к корпусу, а саму
кладку покрывать слоем обмазки тол-
щиной 5—10мм на основе глино-графит-
ной или другой смеси. Кладка выдер-
живает до 10 смен кристаллизаторов.
При стыковке частей металлоприем-
ников разъем промазывается уплот-
няющей пастой.
Для футеровки можно использовать
огнеупорные бетоны или наливные
самотвердеющие смеси.
Металлоприемники с индукционным
подогревом футеруются обычно мулли-
580
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
температуры чугуна в металлоприем-
нике за время между доливками.
Массовая производительность линий, кг/ч*
1 — 500; 2 — 1000; 3 — 1500; 4 — 2000;
5 — 2500; 6 — 3000; 7 — 3500; 8 — 4000;
9 — 4500
товым огнеупорным бетоном на фосфат-
ной связке.
Кристаллизатор крепят к металло-
приемнику клиньями или болтами
с соблюдением нижнего горизонта ра-
бочей поверхности вставки на высоте
роликовых конвейеров и валков тяну-
щей клети. После крепления теплоизо-
лируют хвостовую часть вставки в фу-
теровке, дофутеровывают металлопри-
емник и выполняют сборку, если кри-
сталлизатор составной.
Металлоприемник с индукционным
подогревом обычно изготавливают ста-
ционарным. На нем заменяют только
кристаллизатор. В стенке металло-
приемника предусматривают окно, а
хвостовую часть кристаллизатора футе-
руют отдельно по центруемому шаб-
лону. Затем футеровку покрывают
разделительно-уплотняющей пастой и
хвостовик кристаллизатора вводят в
окно и закрепляют. Пасту пригото-
вляют на основе графита или другого
высокотемпературного огнеупора, пре-
дотвращающего спекание футеровки и
хвостовика и не допускающего прорыв
жидкого металла по стыку.
При установке металлоприемника
на линию обязательно выверяют совпа-
дение оси линии и кристаллизатора
шаблоном или визирующим лазером
Л Г-72.
Перед началом работы металлопри-
емник высушивают и подогревают до
температуры 800—900 °C.
Заливку расплава в металлоприем-
ник проводят обычным!* крановыми
ковшами. Ёмкость ковша выбирают
в зависимости от числа линий, рабо-
тающих в цехе, и номенклатуры одно-
временно . изготовляемых профилей.
Количество металла, доливаемого за
один прием в металлоприемник, как
правило, не превышает 250—500 кг.
Длительность интервала между долив-
ками рассчитывают по формуле
Рис. 44. Необходимый относительный
перегрев чугуна при доливке в ме-
таллоприемник в зависимости от от-
носительного снижения температуры.
Масса единичных порций доливае-
мого металла, кг:
1 — 250; 2 — 300; 3 — 350; 4 — 400;
5 — 500
где т — масса единичной порции до-
ливаемого расплава; М — массовая
производительность линии.
Относительное снижение темпера-
туры расплава в металлоприемнике за
период тд определяют по рис. 43.
Относительный перегрев чугуна, не-
обходимый для компенсации потерь
тепла за тд, выбирают по рис. 44.
Температуру чугуна, доливаемого в
металлоприемник, рассчитывают по
формуле
Тд=7’м + -^-(Тм-Тц)> (2)
где Тм — оптимальная по технологи-
ческим соображениям температура
жидкого чугуна в металлоприемнике;
0 — относительный перегрев чугуна,
%; Тц — температура воздуха в цехе;
Непрерывное горизонтальное литье
531
при отсутствии специальных измерений
принимают равной 20 °C.
Пример. Допустим, что техно-
логически необходимая температура
чугуна в металлоприемнике Тм «
« 1260 °C, массовая производитель-
ность линии М — 1800 кг/ч, масса
единичной порции доливаемого метал-
ла m ~ 300 кг.
По формуле (1) определяем
тд = 60
300
1800
= 10
мин.
580 670 660 700 Г, °C
Из рис. 43 находим, что для тд —
= 10 мин и М = 1800 кг/ч О = 1,8%.
Из рис. 44 для О'= 1,8% и т =
= 300 кг 0 — 7,2%.
По формуле (2) определяем темпе-
ратуру доливаемого чугуна
Тд = 1260 + (1260 - 20) «
« 1350 °C.
Рис. 45. Содержание феррита в за-
висимости от температуры (а) и ско-
рости охлаждения (б):
1 и 2 — чугун соответственно с пластин-
чатым и междендритным графитом
Таким образом, для обеспечения
заданной производительности линии
необходимо доливать жидкий чугун
с температурой, равной 1350 °C, через
каждые 10 мин.
Наиболее благоприятный режим ра-
боты металлоприемника может быть
реализован при заливке расплава из
магнитодинамических насосов, позво-
ляющих осуществлять автоматическую
порционную или непрерывную подачу
чугуна с требуемой температурой. При
установке перекидных лотков один
насос может обслуживать две линии.
Оптимальным является применение ме-
таллоприемника с индукционным подо-
гревом, обеспечивающим заданную тем-
пературу расплава в течение всего
процесса.
Тепловые параметры процесса опре-
деляются в основном конструкцией и
материалом кристаллизатора и метал-
лоприемника, условиями охлаждения
отливки вне кристаллизатора.
Регулирование интенсивности тепло-
отвода в кристаллизаторе и скорости
затвердевания отливки осуществляют
изменением коэффициента теплопере-
дачи, который зависит от термического
сопротивления отдельных элементов
системы.
Принудительное охлаждение вне
кристаллизатора водовоздушной
смесью проводят с целью повышения
устойчивости процесса и для обеспе-
чения необходимой структуры. В пер-
вом случае заготовку интенсивно ду-
ши руют непосредственно на выходе ее
из кристаллизатора для подавления
«вторичного разогрева* поверхности и
предотвращения возможности прорыва
жидкого металла.
Вторичное охлаждение заготовки
для обеспечения необходимой струк-
туры проводят при перекристаллиза-
ции (перлитном превращении) чугуна.
Нижняя граница интервала перлит-
ного превращения и скорость охлажде-
ния чугуна в значительной степени за-
висят от формы графитовых включений.
Если в чугуне с пластинчатым графи-
том полная перлитизация структуры
достигается при охлаждении до 650 °C
со скоростью 5,5 °С/с, то при межден-
дритном графите — до 550 °C со ско-
ростью 9,5 °С/с (рис. 45). Расстояние
589
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
10 20 30 У, м/v
Рис. 46. Зависимость параметров вто-
ричного охлаждения от средней ско-
рости литья (А 7 = 300 °C; / =0,33)
от кристаллизатора до зоны вторичного
охлаждения
где 7\ и Т2 — средние температуры
заготовки соответственно в момент
выхода ее из кристаллизатора и в мо-
мент входа в зону вторичного охла-
ждения; принимают ?! = 1150 °C, Т2=
- 850 °C; v — средня# скорость вытя-
гивания заготовки (скорость литья);
со — средняя скорость охлаждения за-
готовки на воздухе,
„ а Гп - Тв)
Яс1Р
где а — коэффициент теплоотдачи;
Ти — средняя температура поверх-
ности заготовки; Тв — температура
окружающей среды; — удельная
теплоемкость твердого чугуна; р —
плотность; R — приведенная толщина
заготовки.
Размер зоны вторичного охлаждения
где АТ — заданный интервал вторич-
ного охлаждения; и — требуемая ско-
рость охлаждения.
Расход подаваемой воды
Q = 2,26-10-* ГП1?/Г г
где т1 — масса погонного метра заго-
товки; / — коэффициент, характери-
зующий неполное использование воды;
принимают равным 0,3—0,5 в зависи-
мости от конфигурации заготовки.
На рис. 46 приведены зависимости,
с помощью которых можно ориенти-
ровочно определить основные пара-
метры вторичного охлаждения. В боль-
шинстве случаев для обеспечения тре-
буемого размера зоны вторичного охла-
ждения достаточно двухрядного рас-
положения распылителей. Для равно-
мерного охлаждения целесообразно ус-
танавливать форсунки по периметру
заготовки.
Технологические особенности процес-
са литья. Значительное разнообразие
номенклатуры заготовок, получаемых
на линиях непрерывного горизонталь-
ного литья, затрудняет выдачу общих
рекомендаций по выбору оптимальных
технологических режимов литья. Эти
режимы зависят от размера и конфи-
гурации заготовки, конструкции кри-
сталлизатора, теплового состояния
всей системы.
Одним из основных критериев, опре-
деляющих выбор технологических па-
раметров процесса, является приведен-
ная толщина заготовки (табл. 17).
Режимы вытягивания должны обес-
печивать необходимое время формиро-
вания отливки в кристаллизаторе:
L
ТФ— „ >
где L — длина кристаллизатора;
v — &lf,
4
Непрерывное горизонтальное литье
533
17. Параметры процесса литья
Приведенная толщина заготовки (свыше—до), мм Температура, °C Режим вытягивания отливки
чугуна в металло- приемнике ОТЛИВКИ на выходе из кри- сталлиза- тора Шаг, мм Время остановки, с Скорость движе- ния за- готовки, м/с Скорость литья, мм/мин
1 До 5 1350—1420 780—900 5—20 0,3—2,5 15—30 300—700
5—10 1300—1370 800—920 10—40 1,0—3,0 300—600
10—15 1280—1350 850—950 20—50 1,5—6,0 12—25 250—500
15—20 1260—1330 880—970 25—60 1,8-8,0 250—400
20—30 1240—1320 2,0—10,0 250—350
г 30—40 1210—1280 900—1000 30—60 3,0—15,0 8— 20 150—300
* Св. 40 1190—1260 4,0—20,0 150—250
Примечание. Температура воды на выходе из кристаллизатора
40—85 °C.
где Д/ — шаг вытягивания; f — ча-
стота циклов.
Частота обратно пропорциональна
периоду цикла:
где тдв — хост — время соответствен-
но движения и остановки отливки в те-
чение периода.
Скорость движения заготовки
W = V
Рис. 47. Номограмма взаимосвя-
зи параметров вытягивания
Взаимосвязь параметров вытягива-
ния показана на номограмме (рис. 47).
Производительность, характеризуемая
скоростью литья, увеличивается при
увеличении w и уменьшении Т°—- ,
Тдв
снижать которое рекомендуется за
счет хост, так как при увеличении тдв
увеличивается Д/, что неблагоприятно
влияет на качество отливки. Произво-
дительность увеличивается при увели-
чении L. Определяющая тенденция
в совершенствовании режима вытяги-
вания — переход на повышенную ча-
стоту и малый шаг.
* i
534
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Рис. 48. Варианты подачи расплава:
1 — вставка; 2 — пробка; 3 — питатели
Данные табл. 17 свидетельствуют о
значительном различии технологиче-
ских режимов литья при производстве
мелких, средних и крупных профилей.
Кроме того, следует имечь в виду, что
получение отливок средних и крупных
сечений ведется, как правило, в один-
два ручья. При этом за счет достаточно
большого расхода жидкого металла
обеспечивается стабильный режим ра-
боты металлоприемника.
Рис. 49. Излом чугунной заготовки
Получение отливок малых сечений
необходимо вести в многоручьевом
варианте, обеспечивая достаточный
расход металла и синхронизацию усло-
вий охлаждения и извлечения отдель-
ных заготовок. Для выравнивания
скорости затвердевания отливки по
периметру, повышения однородности
свойств по сечению, производитель-
ности и стабильности процесса расплав
необходимо подавать в те части сече-
ния кристаллизатора, где скорость
затвердевания выше (рис. 48).
Требования к составу и структуре
чугуна. Для заготовок неответствен-
ных деталей следует применять чугу-
ны со степенью эвтектичности, близ-
кой к единице с содержанием, % (мае.
доля): С 3,5—3,9; Si 1,6—2,2; Мп 0,4—
0,5 — и соотношением Si/C ~ 0,5-4-0,6.
Эти чугуны имеют наименьшую склон-
ность к отбелу и практически не раство-
ряют графитовую вставку. Химический
состав чугуна для заготовок ответ-
ственного назначения приведен в
табл. 18.
Структурообразование чугуна при
первичной кристаллизации и после-
дующей перекристаллизации проис-
ходите разных условиях. Повышенная
скорость охлаждения чугуна в кристал-
лизаторе приводит к получению в по-
верхностных слоях заготовки струк-
туры переохлаждения. Перекристал-
лизация чугуна протекает на воздухе
с гораздо меньшей скоростью охла-
ждения. В результате в поверхност-
ных слоях заготовки формируется
зона, структура которой состоит из
междендритного графита и ферритной
или ферритно-перлитной металличе-
ской основы. Эта структура хорошо
заметна на изломе заготовки (рис. 49)
и отличается более темной окраской,
которую придает ей междендритный
графит. Размер зоны может достигать
10 мм и более. Для деталей общего (не-
ответственного) назначения эта зона
не оказывает влияния на их эксплуа-
тационные свойства и улучшает обра-
батываемость.
В деталях ответственного назначе-
ния, работающих в условиях трения,
наличие междендритного графита на
рабочих поверхностях не допускается.
В последнем случае поверхностную зо-
ну называют «дефектной». Микрострук-
18. Химический состав чугуна для заготовок ответственного назначения
Приведенная толщина заготов- ки R, мм Содержание, % (мае. доля) Отношение Si/C Степень эвтектичности SQ
С Si Мп S р, не более
До 15 15—25 Св. 25 3,2—3,5 3,0—3,3 2,9—3,2 2,3—2,7 2,3—2,7 2,7—2,9 0,4—0,6 0,5—0,7 0,6—0,8 0,05—0,09 0,05—0,09 0,05—0,09 0,5 0,3 0,3 0,7—0,9 0,7—0,9 0,7—0,9 0,90—1,00 0,85—0,96 0,82—0,94
19. Требования к микроструктуре чугуна отливок, работающих на износ
Заготовки Перлит Графит
Описание Обозначение по ГОСТ 3443 — 77 Описание Обозначение по ГОСТ 3443—77
Ответственные Дисперсность Площадь, занимаемая в структуре, более 80% До Пд1,0 П85 Включения размером до 250 мкм Распределение равномерное, колонии пластинчатого графита, сетчатое Форма прямолинейная, завихренная, гнездообразная До Граз180 Гр1, Гр2, ГрЗ, Грб (Гр4, Гр9) Гф1, Гр2, Гр4
Особо ответствен- ные Дисперсность Площадь, занимаемая в структуре, более 95% До Пд1,0 П96, П Включения размером до 250 мкм Распределение равномерное, неравно- мерное, колонии пластинчатого гра- фита, сетчатое Форма прямолинейная, завихренная, гнездообразная До Граз180 Гр 1, Гр2, ГрЗ, Грб Гф1, Гр2, Гр4
Примечание. В скобках указано допустимое распределение графита, при этом суммарное количество графита рас-
пределения Гр4 и Гр9 не должно превышать 30%.
Непрерывное горизонтальное литье
536
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Рис. 50. Структурные диаграммы первичной кристаллизации чугуна:
а — Si/C = 0,74-0,9; б — Si/C == 0,54-0,6; структурные зоны: / — белый чугун;
II — половинчатый; III — с междендритным графитом; IV — с пластинчатым графитом
тура чугуна на глубине припуска на
механическую обработку должна соот-
ветствовать требованиям, приведен-
ным в табл. 19.
На первичную структуру чугуна
оказывают влияние два основных фак-
тора: химический состав и скорость
затвердевания (рис. 50). Применение
чугуна с повышенным соотношением
Si/C целесообразно для снижения от-
бела и сокращения размеров «дефект-
Рис. 51. Зависимость величины «де-
фектной* зоны от скорости литья для
цилиндрических заготовок диаметром
60 мм
ной» зоны. Поэтому при изготовлении
отливок ответственного и особо ответ-
ственного назначения используют чу-
гуны с соотношением Si/C = 0,74-0,9.
На величину «дефектной» зоны наи-
большее влияние оказывает средняя
скорость литья (рис. 51). Управлять
размером «дефектной» зоны можно,
снижая . теплоотдачу от затвердеваю-
щей заготовки в кристаллизаторе.
Уменьшение шага при постоянной
скорости литья практически приводит к
уменьшению размера «дефектной» зоны.
Обычно для перлитизации структуры
применяют вторичное охлаждение от-
ливки. В некоторых случаях аналогич-
ный эффект достигают легированием
чугуна.
Сильным стабилизатором перлита,
не оказывающим заметного влияния
на первичную кристаллизацию, яв-
ляется олово. Для отливок ответствен-
ного и особо ответственного назначе-
ний, не подвергаемых поверхностной
закалке, микролегирование чугуна
оловом в количестве 0,08—0,15% обе-
спечивает повышение твердости на
20—30 НВ.
Для массивных заготовок с целью
выравнивания твердости по сечению
Непрерывное горизонтальное литье
637
Рис. 52. Зависимость скорости и ко-
личества ввода порошковой магние-
вой проволоки от содержания серы
для получения остаточного содержания
магния в чугуне 0,035—0,04% при
различной массовой скорости литья.
Глубина ванны расплава в металлоприем-
нике 0,4 —0,8 м; температура (1280^20) °C;
содержание магния в одном метре про-
волоки 0,8—10 г; толщина стальной обо-
лочки 4 мм
применяют легирующий комплекс Sn—
Си в количестве соответственно 0,06—
0,12% и 0,8 —1,2%. Для заготовок,
подвергаемых поверхностной закалке,
легирование комплексом Си—Мо—Sn
в количестве 1,0—1,2% Си, 0,5—
0,6% Мо и 0,08—0,16% Sn обеспечи-
вает твердость закаленного чугуна
53—56 HRC.
Для заготовок быстроизнашиваю-
щихся деталей, которые вследствие
сложной конфигурации не могут под-
вергаться закалке, используют леги-
рование чугуна комплексом Си—Ni—
Мо (1,0—1,2% Си; 0,8—1,2% Ni;
0,4—0,5% Мо). Легирование этим
комплексом в сочетании со вторичным
охлаждением обеспечивает получение
бейнитной структуры металлической
основы и повышение износостойкости
чугуна в 1,5 раза по сравнению с пер-
литной структурой.
Заготовки из высокопрочного чугуна
получают или отбеленными с. последую-
щей термообработкой, или с заданной
структурой в литом состоянии. Моди-
фицирование магнийсодержащими ли-
гатурами проводят в ковше или непо-
средственно в металлоприемнике, вво-
дя порошковую проволоку, что позво-
ляет регулировать расход магния в за-
висимости от скорости литья и состава
чугуна. Чугуны ВЧ получают при
содержании остаточного магния в ко-
личестве 0,02—0,04% в зависимости
от размеров профиля. Скорость подачи
проволоки и количество вводимого
магния регулируют в зависимости от
массовой скорости литья (рис. 52).
Для получения заданной структуры
в литом состоянии графитизирующие
добавки вводят в металл при наполне-
нии ковшей или при его доливке в ме-
таллоприемник. Для этого используют
ФСЗОРЗМЗО и ФС75 с барием или
стронцием.
Контроль качества отливок. Процесс
непрерывного литья исключает ряд
дефектов отливок — пригар, песчаные
раковины, вскип, перекос, ужимины
и т. д. Одновременно, кроме общих
видов брака, таких, как отбел, несоот-
ветствие структуры и механических
свойств, трещины, шлаковые включе-
ния и газовые раковины, встречаются
специфические дефекты, присущие
только непрерывному литью, — по-
верхностные наплывы, завороты кор-
ки, раздутие или уменьшение размеров
профиля, шаговые трещины (табл. 20).
Оборудование. Широкий диапазон
изменения технологических режимов
и операций при получении заготовок
различных типоразмеров делает неце-
лесообразным создание универсаль-
ного оборудования. Для выбора типа
.основного оборудования линии заго-
товки можно классифицировать по
размерам, мм: мелкие — 20—60, сред-
ние— 61—130; крупные— 131—500.
Профили в виде плит, имеющие боль-
шую ширину и малую высоту, относят
к средним при их ширине до 200 мм
и к крупным при ширине более 200 мм.
Основным оборудованием линий яв-
ляются: металлоприемник, механизм
вытягивания и механизм разделения
заготовок (рис. 53—55). При проекти-
ровании линий рекомендуется выби-
рать тип оборудования по табл. 21.
Технические характеристики линий
приведены в табл. 22.
20. Характерные дефекты отливок, причины образования, способы контроля и методы предупреждения
Дефекты Причины образования Способы контроля Методы предупреждения
Раковины'. газовые подкорковые, обнаруживаемые по- сле обработки усадочные в тепловом центре отливки, уса- дочная пористость шлаковые и шлакога- зовые подкорковые Низкие температура и уровень металла в металлоприемнике, нераскисленный металл при плавке, инжектирование газов при доливке расплава в ме- талл оприемни к Низкая температура металла в металлоприемкике, большой шаг вытягивания Низкие температура и уровень металла в металлоприемнике, замешивание шлака и окислен- ных модификаторов в массу металла в металлоприемнике Ультразвуковая (УЗД), вихретоковая (ВТД), тепловизи- онная (ТВД), ради- ационная дефекто- скопия (РД) УЗД, ВТД, РД РД, УЗД, ВТД, ТВД Повышение температуры металла в металлоприемнике Тмет = Тлик + + (204-30) °C, применение заливоч- ных систем с торможением струи и пе- регородок в металлоприемнике, со- блюдение технологии плавки и моди- фицирования Уменьшение шага и увеличение часто- ты вытяжки, соблюдение температур- ного режима литья Соблюдение температурного режима литья, своевременное удаление шлака, применение заливочных систем с тор- можением струи и перегородок в ме- таллоприемнике, применение неокис- ленных обеспыленных модификаторов, поддержание заданного уровня ме- талла
Трещины: поперечные, шаговые Низкие температура металла в металлоприемнике и ско- рость литья, пористый графит вставки, завышена шерохова- тость рабочей поверхности вставки, низкая частота вы- тяжки, обратная конусность вставки, отбел в углах профиля Внешний осмотр с лупой X 104-20, магнитная (МД) и капиллярная (КД) дефектоскопия Соблюдение температурного режима, скорости литья и частоты вытяжки, применение высокоплотных мелкозер- нистых графитов для вставок, поли- ровка рабочей поверхности, нанесе- ние защитных покрытий
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Дефекты Причины образования
Трещины продольные Интенсивное вторичное охла- ждение, завышенное предуса- дочное расширение, торможе- ние усадки корки выступаю- щими частями профиля или изношенной поверхностью вставки
Несоответствие раз-
меров профиля:
раздутие
размеры уменьшены
размеры увеличены
коробление по длине
Завышены температура и уро-
вень металла в металлопри-
емнике и скорость литья
Неправильно спроектирована
вставка, провисание отливки
на выходе из кристаллизатора
Неправильно спроектирована и
изготовлена вставка, износ
вставки
Провисание отливки на выходе
из кристаллизатора, неравно-
мерное затвердевание в кри-
сталлизаторе по периметру,
неправильное вторичное охла-
ждение
Продолжение табл. 20
Способы контроля Методы предупреждения
Внешний осмотр с лупой X 10-7-20, маг- нитная (МД) и ка- пиллярная (КД) де- фектоскопия Применение водовоздушного вторич- ного охлаждения, уменьшение интен- сивности охлаждения в кристаллиза- торе, увеличение частоты вытяжки, уменьшение шага, применение чугуна эвтектического состава, изготовление вставок из мелкозернистых графитов с расширением на выход, применение термохимической обработки и пок- рытий
Измерительный ин- струмент То же > > Снижение температуры и уровня ме- талла в металлоприемнике, скорости литья При проектировании кристаллизатора учесть усадку, применение дополни- тельных опорных роликов Правильное проектирование и свое- временная замена вставки Применение дополнительных опорных роликов, правильное изготовление и сборка кристаллизатора, применение дифференцированного вторичного охлаждения, исправление при термо- обработке
Непрерывное горизонтальное литье
Дефекты Причины образования
Несоответствие струк- туры и свойств Несоответствие химического со- става, неэффективное модифи- цирование, неправильно спро- ектирован кристаллизатор, на- рушен режим доливки металла в металлоприемник и модифици- рования, неправильно выбран режим вторичного охлаждения
I
Дефекты поверхности'.
заворот корки
Шероховатая рабочая поверх-
ность, обратный конус вставки
продольные выступы
Износ вставки
Способы контроля
Методы химического
и структурного ана-
лиза
Визуально
>
Продолжение табл. 20
Методы предупреждения
Соблюдение заданного состава, при-
менение эффективных модификаторов
длительного действия, установление
необходимого режима охлаждения в
кристаллизаторе и вне его
Применение мелкозернистых графитов,
защитных покрытий, изготовление
вставки с расширением на выход,
полировка рабочей поверхности
То же
£
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Непрерывное горизонтальное литье
541
ч Рис. 53. Линия ЛНЛЧ-3:
/,— металлоприемник; 2 — рама; 3 — роликовый конвейер; 4 — механизм вытягивания;
5 — устройство надрезки; 6 — устройство ломки; 7 — датчик замера длины
Рис. 54. Линия А99:
1 — металлоприемник; 2 — роликовый конвейер; 3 — устройство измерения темпера-
туры; 4 — экран; 5 — направляющие ролики; 6 — механизм вытягивания: 7 — устрой-
ство надрезки; 8 — устройство ломки; 9 — накопитель заготовок
Рис. 55. Линия А127:
/ — металлоприемник; 2 направляющее устройство; 3 — камера охлаждения; 4 —
механизм вытягивания; 5 — поддерживающее устройство; 6 — отрезное устройство;
7 — пресс; 8 — накопитель заготовок
Механизм затягивания
выполняют в основном‘В виде много-
валковой клети с электромеханиче-
ским или электрогидравлическим об-
щим или индивидуальным приводом
валков.
Наиболее широкий диапазон регу-
лирования параметров циклического
вытягивания обеспечивают приводы
с электрогидравлическими шаговыми
двигателями и двигателями постоян-
ного тока с электромагнитной муфтой.
Механизм разделения
заготовок состоит из устройств
надрезки и поломки. Надрезку осу-
ществляют дисковым (металлический
М2
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
21. Выбор типа основного оборудования
Отливки Профиль Число ручьев Металло- приемник Механизм вытягивания Механизм разделения (ломатель)
с газовым обо- гревом индукционный канальный валковый с об- щим приводом с индивидуаль- ным управле- нием параме- трами каждого ручья и повы- шенной часто- той циклов с надрезом слитка без надреза слитка
Крупные и средние Мелкие и средние Простой 1—2 3—10
Крупные Мелкие и средние Слож- ный 1—2 3—4 — — — —
22. Линии горизонтального
Параметры ЛНЛЧ-1 ЛНЛЧ-2 ЛНЛЧ-3
Типы заготовок Общего применения Для направля- ющих машин и станков, деталей гидравлики Сложного про- филя среднего и крупного сечения wg
Размеры сечения заготовки, мм: ширина высота 100—200 100—250 20—300 20 — 250 До 500 50—300
Механизм вытягивания: способ захвата заготовки привод частота вытягивания, цикл/мин шаг вытягивания, мм число ручьев и 3—5 30 — 100 1 Валковый >лектромеха ническ] 5 — 10 20—100 1—2 ай 5-20 10—200 1—3
Производительность, т/ч Суммарная установленная мощ- ность, кВт Вместимость металлоприемника, кг Габаритные размеры (длина X ши- рина X высота), м Число человек, обслуживающих ли- нии Масса, т 1-1,5 7 700—900 4X2,5X2,2 6 4,5 1,0—2,0 10 1500—1800 12X2,5X2 7,0 1,5—3,0 24 2000—2200 21,2X3,3X2,7 22,0
X
* s?
Непрерывное горизонтальное литье
t-
ц
ч
или абразивный круг) или ударным
(металлический нож) инструментом,
как правило, сверху слитка. Поломку
осуществляют электромеханическим
или гидравлическим устройством. При
литье легированного чугуна необхо-
димо осуществлять полную отрезку
заготовки абразивным кругом, плаз-
менной или электродуговой резкой.
Особенности литья стальных заго-
товок. Характеристика горизонталь-
ных МНЛЗ для отливки заготовок из
углеродистых, конструкционных и низ-
колегированных сталей приведена
в табл. 23. Принципиальная схема
соединения металлоприемника с кри-
сталлизатором приведена на рис. 56.
Металлоприемник выполнен сварным
с футеровкой из шамотного кирпича.
В нижней его части предусматривают
отверстия для ввода шамотографито-
вых огнеупорных стаканов, соединяю-
щих металлоприемник с кристаллиза-
торами, установленными стационарно
Рис. 56. Принципиальная схема соеди-
нения металлоприемника и кристал-
лизатора горизонтальной МНЛЗ:
1 — металлоприемник; 2 — металлопровод;
3 — кристаллизатор
на раме. Вторичное охлаждение при-
нято роликофорсуночного типа. Каж-
дый ручей имеет независимое тянущее
устройство.
Основные операции со-
стоят в подготовке МНЛЗ к литью.
Металлопровод (шамотографитовый
стакан) просушивают при темпера-
ииепрерывного литья
! * л 4 1 I ЛНЛЧ-4 ЛНЛЧ-5 А99 А127
с Мелкого сечения для различного применения ui С внутренними полостями, тонко- стенные и специаль- ного назначения Простого и сложно- го профиля для раз- личного назначения oZ Прутковые • ♦
1 л 1 10 — 80 10 — 120 20 — 180 20 — 180 20—250 20 — 250 10 — 30 10—30
ч ( ‘‘г d 1 / f 1 Кулачковый Б —120 Б—40 1—8 Пневмообъе^ный Гидравлический 5- 3—50 1—2 Валковый Электроп- -60 10—150 1—4 Клиновой дравлический 5 — 120 8—50 1-9
0,8—2,0 18 600 — 800 17,5X1,4X2,3 3 6,0 0j6 —1,Б 12 400—600 12X1,5X1,8 7,0 0,5-2,5 125 11 24,9X4,5X2,4 2 26,7 0,5-1,5 70 Г00 3 | 12,5X4,4X3,9 6,5
544
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
23. Технические характеристики горизонтальных МНЛЗ
Параметр Значение параметра МНЛЗ при вместимости ковша, т
10 65
Число ручьев 2 4
Размер заготовки, м: круглой квадратной 0,08—0,15 0,08—0,15 0,14—0,16
Производительность (кг/с) одного ручья при получении заготовок с сече- нием: круглым квадратным 1,55—2,86 2,47—4,5 4,33—4,77
Скорость литья (м/с) отливок с сече- нием: круглым квадратным 0,042—0,022 0,052—0,027 0,030—0,025
Габаритные размеры машины, м: длина ширина 24 10,5 30 6
Устройство для резки заготовок Газокислородное Гидравлические ножницы
Тянущее устройство Валковая клеть, работающая с пе- риодическими ос- тановками Гидравлическая зажимная клеть, работающая воз- вратно-поступа- тельно
Масса механического оборудования, т 85 300
Угол наклона технологической оси машины к горизонту, ...° 7
туре 70—100 °C в течение не менее 4 ч.
Диаметр посадочного места металло-
провода на 0,1—0,2 мм меньше диа-
метра отверстия на входе в кристал-
лизатор. На контактирующие поверх-
ности металлопровода и кристаллиза-
тора наносят клеевую композицию,
выполненную на модифицированных
фосфатных связках.
Металлопровод вводят в кристалли-
затор на величину посадочного места,
а на другой его конец надвигают метал-
лоприемник. Зазор между металлопро-
водом и футеровкой металлоприемника
заделывают огнеупорной массой. Футе-
ровку металлоприемника разогревают
газовой или жидкостно-топливной го-
релкой до температуры 1100—1200 °C.
Металлопровод прогревают факелом
специальной горелки, установленной
в металлоприемнике. Затравку вво-
дят в кристаллизатор перед установкой
Непрерывное горизонтальное литье
545
металлопровода или непосредственно
перед разливкой. Зазор между голов-
кой затравки и стенкой кристаллиза-
тора заделывают асбестовым шнуром.
Сталь из основного ковша заливают
в металлоприемник и после выдержки
в течение 50—60 с включают тянущее
устройство, осуществляющее периоди-
ческое вытягивание заготовки. Ско-
рость литья выбирают в зависимости
от размера заготовки и температуры
стали (рис. 57). Скорость литья круг-
лых заготовок на 25—30% меньше,
чем квадратных.
Зона соединения металлопровода и
кристаллизатора фиксируется на заго-
товке в виде кольцевого спая шагов,
расстояние между которыми соответ-
ствует шагу вытягивания. Разрыв обо-
лочки, происходящий при каждом шаге
вытягивания, и образование моста во
время остановки фиксируется на заго-
товке в виде волнистого спая фронтов
кристаллизации.
Качество поверхности деформируе-
мого металла зависит в основном от
глубины трещин в зоне спаев шагов.
Наличие трещин по спаям с обезугле-
роженными и окисленными краями
приводит к появлению плен и волосо-
вин в готовом прокате.
При раскрое дефектных заготовок
на мерные длины происходит разруше-
ние металла в зоне спаев шагов, при-
легающих к месту реза. При штамповке
дефектные спаи трансформируются в
поверхностные трещины. Наличие на
литых заготовках трещин по спаям
глубиной менее 1 мм не оказывает
отрицательного влияния на качество
продукции. Трещины по спаям фронтов
кристаллизации из-за незначительной
их глубины не приводят к браку по-
верхности деформированного металла.
Существует связь между циклом
вытягивания и глубиной трещин в зоне
спая шагов. При циклах вытягивания
1,2—2 с дефектные спаи практи-
чески отсутствуют.
Расчет скорости литья (см. рис. 57)
выполняют при условии, что напря-
жения в формирующейся оболочке
заготовки в зоне спая фронтов должны
быть не более прочности оболочки.
Главным параметром является про-
должительность остановки при каждом
шаге вытягивания (табл. 24). Увеличе-
18 Ефимов
Рис. 57. Зависимость скорости литья
от перегрева углеродистой и низко-
углеродистой сталей для заготовок
со стороной квадрата, м:
1 — 0,08; 2 — 0,12; 3 — 0,15; 4 — 0,2
ние шага более чем на 0,05 м не реко-
мендуется, так как приводит к значи-
тельной неравномерности фронта за-
твердевания и повышению пористости.
Зная скорость литья, продолжитель-
ность остановки и шаг вытягивания,
определяют время вытягивания каж-
дого шага. При этом продолжитель-
ность цикла вытягивания не должна
быть более 2 с.
Осевая пористость горизонтально и
вертикально отлитых заготовок прак-
тически одинакова. Коэффициент сегре-
гации химических элементов по сече-
24. Зависимость
продолжительности остановки
от сечения заготовки
и шага вытягивания
Размер сечения за- готовки, м Продолжительность остановки (с) при шаге вытягивания, м
0,01 0,02 0,03 0,04 0,05
0,08 0,20 0,40 0,50 0,60 0,70
0,13 0,30 0,50 0,70 0,80 0,90
0,15 0,30 0,55 0,75 0,90 0,95
0,20 0,35 0,70 0,90 1,10 1,30
546
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
25. Основные параметры литья сплошных заготовок
из оловянно-свинцовых бронз
Диаметр заготовки, м Скорость литья, м/с Время, с Шаг вытягивания, м
вытягивания остановки
0,04—0,06 0,0070 3—7 6—10 0,04—0,07
0,07—0,09 0,0050 3—7 15—20 0,04—0,08
0,10—0,12 0,0030 Q 15—20 0,04—0,08
0,13—0,15 0,0025 3—6 15—25 0,04—0,05
0,16—0,18 0,0022 2—5 20—30 0,02—0,05
0,19—0,20 0,0016 2—5 25—35 0,02—0,04
26. Основные параметры литья полых заготовок
из оловянно-свинцовых бронз
Наружный диаметр заготовки Толщина стенки Скорость литья, м/с Время, с Шаг вытягивания, м
вытя- гива- ния оста- новки
м
0,05 0,01 0,007 3—6 5—10 0,05—0,08
0,06 0,015—0,017 0,006 3—6 8—13 0,04—0,07
0,08 0,017—0,02 0,005 3—6 10—15 0,04—0,07
0,10 0,025—0,03 0,004 3—5 15—20 0,03—0,06
0,12—0,13 0,03—0,0355 0,003 3—5 15—20 0,04—0,06
нию заготовки отличается незначи-
тельно. Оксидных неметаллических
включений по верху заготовки распо-
лагается на 20—25% больше, чем в
нижней зоне, что объясняется напра-
вленностью циркуляционных потоков
в жидкой фазе. Изменением направле-
ния потоков (например, вращением)
можно выравнивать распределение ок-
сидов по поперечному сечению заготов-
ки. Различие в механических свой-
ствах по сечению проката наблюдается
только до коэффициента вытяжки, рав-
ного 4. При дальнейшем увеличении
коэффициента вытяжки свойства по
сечению проката равномерны. Из заго-
товок получают профили круглого,
квадратного, прямоугольного сечений,
уголок, швеллер, арматурный профиль.
Особенности литья заготовок из
бронзы (табл. 25 и 26). Принципиаль-
ные схемы горизонтальных МНЛЗ для
производства заготовок из бронзы и
чугуна одинаковы. Однако можно выде-
лить три модификации машин. В ма-
шинах первой модификации преду-
смотрены один—три кристаллизатора,
число которых зависит от сечения
отливки, с расположением кристалли-
затора по горизонтали в одном водоох-
лаждаемом корпусе с графитовыми
вставками и металлоприемник в виде
графитошамотного тигля, обогревае-
мого газовыми горелками.
Резка заготовок осуществляется ле-
тучей пилой дискового типа.
Длина машины 6,4 м, ширина 3,5 м,
масса механического оборудования
15 т. На машине получают заготовки
диаметром 0,04—0,13 м для дальней-
шей обработки резанием.
В машинах второй модификации
имеется металлоприемник в виде элек-
тропечи канального типа. Резка заго-
товок осуществляется дисковой пилой.
На машине получают заготовки диа-
метром 0,04—0,2 м для дальнейшей
обработки резанием.
Вертикальное литье машиностроительных заготовок
Б47
В машинах третьей модификации
в качестве металлоприемника исполь-
зуется электропечь канального типа.
Металлоприемник соединен с тремя
кристаллизаторами. В каждой графи-
товой вставке по периметру располо-
жено по девять формообразующих
отверстий. Каждая клеть может вытя-
гивать девять заготовок одновременно.
На машине получают отливки диа-
метром 0,012 м, которые сматывают на
моталках в бухты.
Заготовки диаметром 0,012 м из
оловянно-фосфористых бронз, предна-
значенных для дальнейшего воло-
чения на проволоку, отливают со ско-
ростью 0,0014—0,002 м/с при шаге
вытягивания 0,015—0,02 м, продол-
жительности вытягивания 1 с и вре-
мени, остановки 6 с.
Заготовки имеют высокое качество
поверхности, структурно и химически
однородны по длине и поперечному
сечению. По механическим свойствам
непрерывно-литые заготовки, полу-
ченные из вторичных материалов, не
уступают заготовкам, полученным из
первичных материалов. Предел проч-
ности этих заготовок выше на 75%,
а относительное удлинение выше в " -
9 раз стандартных значений (например,
для бронзы марки БрО5Ц5С5).
Заготовки диаметром 0,04—0,2 м
используют для изготовления подшип-
ников скольжения, валов, осей, эле-
ментов гидроаппаратуры. Заготовки
диаметром 0,012 м подвергают воло-
чению на проволоку, из которой изго-
товляют сетки бумагоделательных ма-
шин.
2. Вертикальное литье
машиностроительны х
заготовок
Область применения — получение
сплошных (рис. 58) и полых (рис. 59)
цилиндрических заготовок, а также
заготовок сложного профиля (рис. 60).
Этот способ литья наиболее эффекти-
вен для получения полых заготовок.
Сущность процесса. В полость водо-
охлаждаемого кристаллизатора 1 вво-
дят затравку 2 с установленным на
ней стержнем 3 (см. рис. 59). Через
заливочное устройство 4 в простран-
ство, образованное рабочей поверх-
Рис. 58. Принципиальная схема литья
сплошных заготовок:
а — заливка непосредственно в кристал-
лизатор; б — заливка через плавающую
литниковую систему; 1 — кристаллизатор;
2 — заготовка; 3 — литниковая система
ностью кристаллизатора и стержнем,
подают жидкий металл.
После затвердевания металла в за-
хватывающих элементах затравки и об-
разования со стороны кристаллиза-
тора прочной корки начинают вытяги-
вание затвс^ (дающей заготовки при
Рис, 59. Принципиальная схема литья
полых заготовок
348
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Рис. 60. Принципиальная схема литья
заготовок сложного профиля:
I *— кристаллизатор; 2 — заливочное уст-
ройство; 3 — стержень; 4 — заготовка
. непрерывном поступлении жидкого ме-
талла и погружении в расплав непре-
рывно подаваемого стержня (рис. 61).
Процесс осуществляют в непрерыв-
ном и полунепрерывном режимах.
При полунепрерывном процессе огра-
ничивается ход механизма вытягива-
ния и периодически прекращается
подача металла. Отливку разделяют
Рис. 61. Принципиальная схема литья
полых заготовок с использованием
блока стержней:
1 — кристаллизатор; 2 — заливочное уст-
ройство; 3 — перегородка; 4 — стержни;
5 — заготовка
Рис. 62. Принципиальная схема литья
полых мерных заготовок:
1 — кристаллизатор; 2 — заливочное уст-
ройство; 3 — перегородка; 4 — стержни;
5 заготовка
на мерные заготовки либо обычными
методами резки, либо отламывают по
местам перемычек, выполняемых флан-
цем стержня (рис. 62). Стержень впо-
следствии выбивается из заготовки.
Чугунные заготовки. При выборе
номенклатуры и разработке чертежа
заготовки необходимо учитывать сле-
дующее: затвердевание и охлаждение
отливки со стороны кристаллизатора
происходит значительно интенсивнее,
чем со стороны стержня; наружная
поверхность заготовки не должна иметь
поперечных выступов и ребер, уклонов
и поднутрений, т. е. должна иметь
так называемое проходное сечение,
внутренняя полость должна быть сквоз-
ной с минимальным габаритным разме-
ром 30 мм, толщина стенки заготовки
не менее 12 мм.
Припуски на обработку назначают
соответственно габаритным размерам
отливки, профилю ее сечения и техни-
ческим условиям на нее. Для заготовок
с размерами сечения 50—500 мм при-
нимают припуски 2—6 мм на сторону
по наружной поверхности, на внут-
ренней поверхности — по рекоменда-
циям для соответствующей группы
стержней. Припуск на обработку тор-
цов заготовки назначают на основании
общих положений технологии при
литье в постоянную форму.
Длину отливаемой заготовки выби-
рают кратной длине детали с учетом
верхнего технологического припуска,
Вертикальное литье машиностроительных заготовок
549
компенсирующего усадку в конце за-
ливки, припусков на механическую
обработку и разрезку.
Литниковая система.
Скорость заливки (расход жидкого
металла в единицу времени) опреде-
ляют в зависимости от скорости литья
и площади сечения заготовки:
Q = F‘Op,
где F — площадь сечения заготовки.
Индивидуально для каждого кон-
кретного типа отливок выбирают кон-
струкцию литниковой системы и схему
подачи металла:
непосредственно из ковша в кристал-
лизатор при получении заготовок
сплошного сечения (см. рис. 58, а);
несколькими струями (рассредото-
ченная подача) с регламентированным
расходом металла — дождевая лит-
никовая система, выполненная в виде
емкости, установленной непосредствен-
но над полостью кристаллизатора (см.
рис. 59), или «плавающая» (см.
рис. 58, б), с отверстиями — питате-
лями, обеспечивающими вертикальное,
наклонное или горизонтальное напра-
вление выхода струй (для заготовок
сплошного сечения и полых с перимет-
ром 600—2000 мм и толщиной стенки
15—20 мм);
сбоку (см. рис. 61, 62) одной или не-
сколькими струями через каналы-же-
лобы, имеющие профиль траектории
движения струи и нерегламентирован-
ный расход металла, или через отвер-
стие-питатель с регламентированным
расходом металла (для заготовок
сплошного сечения и полых, с пери-
метром до 600 мм и толщиной стенки не
менее 15 мм).
При подаче металла под уровень
через специальные трубки глубина
проникновения струи увеличивается,
но отсутствует ее сжатие и деформиро-
вание, неизбежные при литье открытой
струей, исключаются разбрызгива-
ние, разрыв при падении, окисление
металла. Применение такой подачи
ограничено из-за сложности конструк-
тивного исполнения.
Для приема расплавленного металла
из ковша во всех схемах рекомендуют
использовать литниковую чашу. Опас-
ность попадания неметаллических
включений в каналы литниковой си-
стемы велика в начальный момент при
заполнении литниковой чаши. В даль-
нейшем неметаллические включения
всплывают и задерживаются специаль-
ной перегородкой (см. рис. 61 и 62).
Особенности струит у*
рообразования и подго-
товки жидкого металла.
Значительная неравномерность усло-
вий охлаждения и затвердевания при-
водит к неоднородности структуры и
свойств по толщине заготовки. В на-
ружной зоне, формирующейся при
скорости затвердевания до 1 mm/cw
образуется цементит. Снижение ско-
рости затвердевания при формирова-
нии последующих слоев до 0,5—
0,7 мм/с способствует образованию
ферритно-перлитной структуры с то-
чечным и мелкопластинчатым меж-
дендритными графитами. Внутрен-
ние слои отливки, затвердевшие при
скоростях менее 0,3—0,4 мм/с, имеют
перлитно-ферритную и перлитную ме-
таллическую основу с пластинчатым
графитом.
Высокая интенсивность охлаждения
внешних слоев отливки облегчает про-
текание процессов самоотжига при по-
вышении температуры поверхности от-
ливки после выхода ее из кристалли-
затора. В результате в наружных слоях
появляется графит отжига, по форме
и размерам идентичный междендрит-
ному графиту. Общая протяженность
зоны с междендритным графитом может
достигать 10—15 мм.
Использование Чугунов cq степенью
эвтектичности, близкой к единице, по-
зволяет получить свойства, соответ-
ствующие свойствам чугуна СЧ20
(табл. 27 и 28). Однако наблюдается
перепад твердости по сечению заго-
товки до 70 НВ, не гарантируется пол-
ностью перлитная металлическая ос-
нова возможно появление отбела на
глубиш 2 - 3 мм и в углах профильных
заготовок
Использование графитизирующих
модификаторов на основе ферросили-
ция, силикокальция и РЗМ в совокуп-
ности с присадками Cr, Ni, Си, Sb, Sn
позволяет полностью исключить отбел,
получить перлитную структуру, умень-
шить перепад твердости по сечению до
550
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
27» Химический состав чугуна и технологические
параметры процесса
Толщина стенки отливки (свыше — до), мм Химический состав, % (мае. доля) Скорость литья, м/мин Температура заливки, °C
С Si Мп
10—15 3,5- 3,4- 3,7 3,6 2,2—2,4 2,1—2,3 0,7—0,8 0,8—0,9 1310—1340
15—20 0,7—0,8 0,7—0,8 1300—1320
20—25 3,2- 3,4 2,0—2,2 0,8—0,9 0,6—0,7 1290—1310
Св. 25 3,1- -3,3 1,8—2,0 0,8—0,9 0,4-0,6 1270—1300
28. Рекомендуемый химический состав чугуна для толстостенных гильз
цилиндров судовых двигателей
Марка чугуна Химический состав, % (мае. доля) Способ вторич- ного охлажде- ния
С Si Мп Сг Ni
СЧ25 3,0- 3,2 1,8-: 2,0 0,8—0,9 0,16—0,18 0,56—0,58 На воздухе
СЧ25 3,0- 3,2 1,8—: 2,0 0,8—0,9 0,22—0,24 0,48—0,50 Экранирование
счзо 3,0- 3,2 1,5- 1,8 0,8—0,9 0,25—0,30 0,50—0,60 На воздухе
10—40 НВ и толщину зоны с межден-
дритным графитом до 2—5 мм.
При получении чугунов в электр©ду-
говой или индукционной печи реко-
мендуется использовать графитизи-
рующий модификатор ФСЗОРЗМЗОБ
в количестве 0,2 % (температура усвое-
ния модификатора 1380—1420 °C); при
ваграночной плавке — комплексный
модификатор, содержащий, %: А1 36,
ферроцерия 30, Si .30 и Mg 4.
Наиболее предпочтительным пла-
вильным агрегатом является индук-
ционная электропечь. Для обеспече-
ния равномерной подачи металла в по-
лость кристаллизатора, поддержания
необходимого уровня и возможности
регулирования расхода в небольших
пределах машины оснащены специаль-
ными заливочными стендами с пово-
ротом ковша вокруг носка. Стенд
может быть выполнен одно- и двух-
позиционным со стационарным или
съемным ковшом.
Тепловые параметры
процесса. Для охлаждения кри-
сталлизатора используют проточную
воду. Оптимальные условия охлажде-
ния достигаются при скорости проте-
кания воды 2—3 м/с и расходе, обеспе-
чивающем температуру на выходе из
кристаллизатора не выше 50—60 °C.
В зависимости от времени формиро-
вания заготовки, можно условно выде-
лить три зоны по высоте кристаллиза-
тора (табл. 29). Удельный тепловой
поток, отводимый от поверхности от-
ливки в кристаллизаторе, изменяется
от 2,7 МВт/м2 в первой зоне до
0,5 МВт/м2 в третьей.
Режим вытягивания за-
готовки и технологиче-
ские параметры про-
цесса. Возможен как циклический,
так и непрерывный режимы вытягива-
ния заготовки. При циклическом ре-
жиме минимальное значение времени
остановки 0,2—0,7 с в зависимости от
габаритных размеров сечения, тол-
щины стенки заготовок, шага вытяжки
А/ и интенсивности охлаждения. Опти-
мальные значения AZ = 5-4-20 мм, час-
тоты циклов 1—2 Гц. Соотношение
тдв ’ Тост может изменяться от 1 : 3
до 3 : 1. Оптимальные значения тех-
нологических параметров при полу-
чении отливок в стальном кристалли-
заторе высотой 300 мм и циклическом
Вертикальное литье машиностроительных заготовок
651
29. Температурный режим (°C) медного и стального
кристаллизаторов
Номер зоны Время форми- рования (свыше —до), с Медный кристаллизатор Стальной кристаллизатор
Температура Перепад темпера- тур по толщине Температура Перепад темпера- тур по толщине
на рабо- чей по- верхности на водоох- лаждае- мой по- верхности на рабо- чей по- верхности на водо- охлажда- емой по- верхности
1 0—5 180—220 100—110 80—115 400—450 100—110 300—340
2 5—15 110—130 75—85 35—50 260—300 90—100 170—200
3 Св. 15 90—100 70—80 20—30 150—180 80—90 70—90
30. Технологические параметры
Наружный диа- метр заготовки, мм Толщина стенки заготовки (свыше — — до), мм Толщина затвер- девшей корки на выходе из кри- сталлизатора, мм Температура заливки, °C
1250—1280 1280 — 1320 1320 — 1350
Время фор- мирования заготовки в кристал- лизаторе, с Средняя скорость литья, м/мин Время фор- мирования заготовки в кристал- лизаторе, с Средняя скорость литья, м/мин Время фор- мирования заготовки в кристал- лизаторе, с Средняя скорость литья, м/мин
100 15 — 20 20 — 25 25 — 30 30 — 35 Св. 35 6,5—7,5 7,0 —8,0 7,0 —8,5 7,5 —9,0 9,0—9,5 18 — 22 20—26 21—28 22 — 30 0,80—1,00 0,70 — 0,90 0,65 — 0,85 0,60 — 0,80 20—26 23—30 25 — 33 26 — 36 28—40 0,70—0,90 0,60 — 0,80 0,55 — 0,75 0,50—0,70 0,45-0,65 25—36 28 — 40 31—45 33 — 51 0,50 — 0,70 0,45—0,65 0,40 — 0,60 0,35 — 0,55
260 15 — 25 25 — 35 35 — 45 45 — 55 Св. 55 10,0 — 11,5 11,0—12,5 11,5—13,5 12,5 — 15,0 13,5—16,5 40 — 51 45 — 60 51-72 0,35 — 0,45 0,30— 0,40 0,25— 0,35 36 — 45 40 — 51 45 — 60 51—72 60 — 90 0,40 — 0,50 0,35 — 0,45 0,30—0,40 0,25 — 0,35 0,20—0,30 45 — 60 51—72 60—90 0,30—0,40 0,25 — 0,35 0,20 — 0,30
режиме вытягивания даны в табл. 30.
Для заготовок 0 80—120 мм и тол-
щиной стенки до 25 мм возможно ис-
пользование кристаллизаторов высо-
той 200 мм при соответствующем умень-
шении скорости литья. Применение
кристаллизаторов с медной рабочей
вставкой позволяет увеличить ско-
рость литья на 5—10 % . При непре-
рывном режиме движения скорость
литья необходимо назначать на 25—
30 % ниже, чем при циклическом.
Для заготовок сплошного сечения
оптимальные технологические пара-
метры выбирают в зависимости от при-
веденного размера. При выборе сред-
ней скорости вытягивания исполь-
зуют рекомендации для горизонталь-
ного литья (см. табл. 17), увеличивая
их на 10—15 % .
Технологические параметры для по-
лых заготовок сложного профиля за-
висят от максимальной толщины заго-
товки и ее конфигурации. Для заго-
товок коробчатого сечения с толщиной
•стенок 20—30 мм с габаритными разме-
рами сечения 150—250 мм оптималь-
ная скорость литья 0,3—0,4 м/мин при
температуре заливки 1280—1320 °C.
При наличии в сечении заготовки под-
нутрений, внутренних узлов, интен-
сивность охлаждения которых ниже,
552
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Рис. 63. Кристаллизатор для получе-
ния заготовок круглого сечения:
а и б — соответственно с верхним и ниж-
ним креплением к столу машины; 1 —
рабочая вставка; 2 — корпус; 3 — кол-
лектор; 4 — стол машины
скорость литья необходимо умень-
шить.
Конструирование и эк-
сплуатация формооб-
разующих элементов. Раз-
личают кристаллизаторы для полу-
чения заготовок круглого, прямоуголь-
ного и сложного сечения (рис. 63 и
64). Их конструктивное исполнение
различно: блочные цилиндрические со
сверленными каналами для охлаждаю-
щей воды; сборные цилиндрические,
состоящие из рабочей вставки и кор-
пуса, образующих щель для охла-
ждающей воды; сборные, состоящие
из отдельных пластин, выполненных
в виде блоков со сверленными кана-
лами, или коробчатые, состоящие из
рабочих пластин и крепежных плит.
Используют кристаллизаторы из меди
или низкоуглеродистых нестареющих
сталей.
Рекомендуемые параметры для про-
ектирования кристаллизаторов: длина
200—400 мм; толщина стенки рабочей
вставки, пластины 6—15 мм; ширина
щели для прохода охлаждающей воды
4—8 мм. Для корректирования распо-
ложения стержней и затравки при
вводе их в кристаллизатор на концах
рабочей вставки выполняют фаски.
Внутренняя поверхность рабочей встав-
ки цилиндрических кристаллизаторов
должна быть выполнена с конус-
ностью 4—8 в направлении движения
заготовки.
При получении заготовок размером
более 250 мм конус не выполняют.
Рабочую поверхность кристаллизатора
профилируют — выполняют продоль-
ные канавки глубиной 0,8—1,0 мм,
шириной 1,5—2 мм с шагом 10—15 мм.
В кристаллизаторах для получения
прямоугольных заготовок в местах
формирования углов выполняют пазы
глубиной 0,3—0,5 мм, шириной 15—
20 мм.
Стойкость кристаллизатора регла-
ментируется состоянием рабочих сте-
нок, зависит от режима охлаждения,
Рис. 64. Кристаллизатор для получе-
ния заготовок сложного профиля:
1 — рабочая пластина-вставка; 2 — вкла-
дыш; 3 — крепежная плита; 4 — кол-
лектор
Вертикальное литье машиностроительных заготовок
553
сложности и размеров сечения заго-
товки. Стойкость вставок цилиндри-
ческих сборных кристаллизаторов со-
ставляет 400—500 заливок. Для сни-
жения трения при скольжении заго-
товки производят смазку рабочей по-
верхности кристаллизатора.
Стержень. Возможны несколько
вариантов выполнения стержней:
один целый или блок с общей дли-
ной, соответствующей длине заготовки
(см. рис. 59 и 61);
блок для получения мерных заго-
товок, состоящий из стержней с флан-
цами, сечение которых периодически
перекрывает рабочую полость кри-
сталлизатора (см. рис. 62), фланец
может быть отъемным;
стержень или блок стержней, разде-
ляющие рабочую полость кристалли-
затора на несколько частей в продоль-
ном сечении, образуя многоместную
му (см. рис. 60).
спользуют стержни сплошного и
полого сечения. Центрирование стерж-
ня во время заливки проводят по на-
ружной поверхности, по внутренней
и комбинированно. Выбор способа цен-
тровки зависит от профиля и габари-
тов стержня. Стержни с несимметрич-
ным профилем’ поверхности ориенти-
руют фиксатором, расположенным в
затравке или направляющем устрой-
стве.
При получении мерных заготовок со-
общение между предыдущей и после-
дующей отливками для организации
питания и связки их между собой в про-
цессе литья осуществляют через отвер-
стия или прорези, выполненные во
фланце стержня (см. рис. 62).
Размеры и конфигурацию отверстий
и прорезей выбирают из условия:
подаваемая струя металла должна сво-
бодно проходить и не растекаться по
фланцу, связки должны обеспечить
достаточную прочность соединения от-
ливок между собой, а после затверде-
вания отливки должны легко разде-
ляться (без вырывов тела). В местах
связок не должен появляться отбел.
Для свободного прохождения между
фланцами и рабочими стенками кри-
сталлизатора предусматривают зазоры
0,5—1,0 мм. Рекомендуют стержни,
твердеющие в оснастке.
Затравка расположена на под-
вижном столе машины, образует свое-
образное дно кристаллизатора в начале
процесса и осуществляет связь затвер-
девающей заготовки с механизмом
вытягивания. Профиль поперечного
сечения рабочей полости кристалли-
затора и специальные элементы должны
надежно связывать заготовку с затрав-
кой и обеспечивать нетрудоемкое отде-
ление заготовки по окончании процесса.
Об орудование. Конструк-
тивные исполнения машин зависят
от конструкции, сочетания и компо-
новки отдельных узлов, режима ра-
боты, номенклатуры получаемых заго-
товок. Машины могут быть подразде-
лены на группы по следующим призна-
кам:
по режиму работы — непрерывного
литья (разделение заготовки на мер-
ные части производят в ходе процесса,
используются в массовом производстве
для полых заготовок с толщиной стенки
до 25 мм) и полунепрерывного литья
(процесс периодически прекращают
для удаления отлитой заготовки, ис-
пользуют для широкой номенклатуры);
по назначению — для крупногаба-
ритных, средних и мелких заготовок;
по характеру производства — уни-
версальные и специализированные.
Основные узлы: кристаллизатор, ме-
ханизм извлечения заготовки; устрой-
ства подачи жидкого металла в кри-
сталлизатор, вторичного охлаждения,
центрирования вводимых в кристалли-
затор стержней, съема и выдачи заго-
товок; привод; системы подвода и от-
вода охлаждающей воды, электроснаб-
жения и управления.
Схемы машин для получения маши-
ностроительных заготовок различной
номенклатуры конструкции Белорус-
ского политехнического института по-
казаны на рис. 65—68.
Техническая характеристика
машины полунепрерывного
литья для широкой номенклатуры
заготовок (см. рис. 68)
Длина получаемой за-
готовки, мм............ 1800—2000
Диаметр заготовки, мм 50—250
Скорость движения ме-
ханизма перемещения,
м/мин:
наибольшая . < . . . 1,5
554
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Рис. 65. Схема двухвинтовой машины
полунепрерывного литья для круп-
ногабаритных заготовок сложного се-
чения:
1 — привод; 2 — винт; 3 — подвижный
стол; 4 — механизм возвратно-поступатель-
ного движения кристаллизатора; 5 —
кристаллизатор; 6 — стержень; 7 — за-
ливочное устройство; 8 — затравка
наименьшая.......... 0,1
Регулирование скорости
движения механизма пе-
ремещения ............Бесступен-
чатое
Мощность электродви-
гателя, кВт:
привода механизма пе-
ремещения ............ 4,5
привода насосной стан-
ции ................ 4,0
Габаритные размеры ма-
шины, мм:
длина................. 2700
ширина............. . 2000
высота ............. 5200
Возможны следующие варианты мон-
тажа машин:
напольный — всю конструкцию рас-
полагают на первом этаже; для осу-
Рис. 66. Схема одновинтовой машины
полунепрерывного литья для крупно-
габаритных заготовок:
1 — направляющее устройство для стерж-
ней; 2 — блок стержней; 3 — кристалли-
затор; 4 — поворотный стол для крепле-
ния кристаллизатора; 5 — затравочное
устройство; 6 — подвижный стол; 7 —
направляющие; 8 — винт; 9 — привод
ществления заливки монтируют спе-
циальную заливочную площадку на
уровне верхнего торца кристаллиза-
тора;
в двухэтажном пролете — на первом
этаже располагают привод с меха-
низмом перемещения и выдачей заго-
товки, на втором — верхний стол с
кристаллизатором и направляющим
устройством для стержней, а также
заливочную площадку;
комбинированный — привод с ме-
ханизмом перемещения расположен в
специальном приямке, верхний стол
с кристаллизатором и направляющим
устройством для стержней на уровне
пола или удобном для сборки и за-
ливки.
На машинах, предназначенных для
литья широкой номенклатуры загото-
вок, устанавливают двигатели постоян-
ного тока. При литье на машине од-
Вертикальное литье машиностроительных заготовок
555
Рис. 67. Схема машины непрерывного
литья для мерных полых заготовок:
1 — заливочная площадка; 2 — желоб
для подачи металла в полость кристалли’
затора; 3 — кристаллизатор; 4 — блок
стержней; 5 —• направляющее устройство
для -стержней; 6 и 7 — пневмоцилиндры;
8 — механизм разделения заготовок;^ —•
тянущая клеть; 10 — затравка
ного типоразмера заготовок допускает-
ся использование электродвигателя пе-
ременного тока. Машины могут рабо-
тать как в непрерывном режиме извле-
чения заготовки, так и в циклическом,
на ручном и автоматическом управле-
нии. Производительность при полу-
непрерывном режиме работы состав-
ляет 5—10 съемов /ч.
Особенности литья сплавов на мед-
ной основе. Рекомендуется использо-
вать рабочие вставки высотой 200—
300 мм из меди. Внутреннюю поверх-
ность вставки хромируют и полируют.
Режим охлаждения кристаллизатора
при литье сплавов меди и чугуна
практически одинаков. Температура
рабочей поверхности кристаллизатора
вблизи мениска жидкого металла 170—
200 °C, а удельный тепловой поток,
отводимый от поверхности заготовки
в этой зоне, 1,0—1,4 МВт/ма.
Параметры процесса литья сплошных
заготовок приведены в табл. 31.
При литье полых заготовок (табл. 3-2)
возможен непрерывный режим вытя-
гивания со скоростью на 25—30 %
меньшей, чем при циклическом. Не-
прерывный режим вытягивания исполь-
зуют также при получении сплошных
заготовок из бронз и латуней с более
высокой горячей прочностью (табл. 33).
Характерные виды брака, меры пре-
дупреждения, способы исправления.
При литье заготовок из чугуна наибо-
лее возможны дефекты поверхности
(корольки, неспаи, завороты и засоры),
дефекты, связанные с геометрией заго-
товки, у металла (пористость, отбел,
неметаллические включения). Воз-
можны также механические поврежде-
ния («вылом» тела отливки).
Рис. 68. Схема машины полунепрерыв-
ного литья для широкой номенклатуры
заготовок:
1 — нижний стол; 2 — электродвигатель;
3 — электромагнитная муфта; 4 — винт;
5 — подвижный стол; 6 — затравка; 7 —*
кристаллизатор; 8 — блок стержней; 9 —
направляющее устройство для стержней;
10 — верхний стол; 11 — направляющие
и крепежные стойки; 12 — лоток выдачи
заготовок; 13 — устройство для поддер-
жания лотка; 14 — редуктор
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
31. Оптимальные технологические параметры литья
сплошных заготовок из оловянных бронз
Марка бронзы Размер заго- товки, мм Температура заливки, °C Скорость литья, м/мин Время останов' ки, с Время дви- же- ния, с Шаг вы- тягива- ния, мм
50—100 1130—1150 0,20—0,24 12—13 4—5 55—70
БрО5Ц5С5 100—150 1120—1140 0,12—0,16 13—14 IS*6 35—55
150—200 1110—1130 0,07—0,09 15" 116 7—8 25—35
50—100 1140—1160 0,24—0,28 10—12 4—6 60—75
БрОЗЦ7С5Н 1 100—150 1130—1150 0,14—0,18 12—14 45—-60
150—200 1120—1140 0,08—0,10 • 14—15 7—8 30—40
Примечание. Механические свойства непрерывно-литых заготовок
выше рекомендуемых ГОСТ 613—79. Для БрО5Ц5С5 ов = 19,5-4-21,5 МПа,
65—75 НВ, 6 = 9,54-11,5%.
32. Оптимальные технологические параметры литья полых
заготовок диаметром 100—150 мм из бронзы БрО5Ц5С5
Толщина стенки, мм Температура заливки, °C Скорость литья, м/мин Время оста- новки, с Время движения, с Шаг вытяги- вания, мм
10—15 1150—1170 0,50—0,55 1—2 3—4 35—55
15—20 1140—1160 0,45—0,50 2—3 1—2 25—40
20—25 1130—1150 0,40—0,45 2—3 1—2 20—35
33. Оптимальные технологические параметры литья
заготовок из бронзы БрА9Мц2Л и латуни ЛЦ16К4
Марка материала Диаметр заготовки, мм Температура заливки, °C Скорость литья, м/мин
БрА9Мц2Л 50—100 100—150 1180—2200 1160—1180 0,40—0,45 0,35—0,40
ЛЦ16К4 50—100 100—150 1080—1100 1060—1080 0,20—0,25 0,15—0,20
Корольки появляются в результате
разбрызгивания или попадания струи
металла на стенку кристаллизатора.
Меры предупреждения: обеспечение
минимально возможной высоты паде-
ния струи и точная ее ориентация»
Неспаи и завороты возникают при
зависании начальной корки, ее обрыве,
а также при образовании корки на ме-
ниске металла в кристаллизаторе в ре-
зультате понижения температуры рас-
плава. Для мерных заготовок кар ан-
Полунепрерывное вертикальное литье труб
557
терны глубокие завороты, образую-
щиеся в результате преждевременного
попадания металла на разделительный
фланец стержня.
«Выломъ тела отливки в местах соеди-
нения заготовок между собой связан
с выбором рациональной конструкции
этих соединений. Возможность появ-
ления отбела определяется несоответ-
ствием химического состава металла,
скорости литья, конструктивных пара-
метров кристаллизатора, стержня,
вспомогательных элементов, что может
быть исключено правильным выбором
оптимальных технологических пара-
метров и соблюдением технологии.
3. Полунепрерывное
вертикальное литье труб
Номенклатуру напорных раструб-
ных труб из серого чугуна регламен-
тирует ГОСТ 9583—75.
Сущность процесса. Жидкий металл
поступает из литниковой системы 1
(рис. 69) в кольцевое пространство
между наружным (состоит из стволь-
ной 2 и раструбной 5 частей) и внут-
ренним 3 кристаллизаторами и стерж-
нем 6. После заполнения раструбной
части и достижения определенного
положения мениска извлекают снизу
затвердевающую трубу 4. После фор-
мирования трубы заданной длины по-
ступление жидкого металла в кристал-
лизатор прекращают, трубу извле-
кают из кристаллизатора.
Способ позволяет получать трубы
практически любой длины и диаметра,
без значительных отклонений по тол-
щине стенки и внутреннему диаметру
с примерно одинаковой прочностью и
твердостью как внутренних, так и на-
ружных поверхностей с повышенной
гидроплотностью без отбела.
Процесс обеспечивает высокий выход
годного, большую производитель-
ность, высокую культуру производ-
ства, не требует сложного оборудова-
ния, легко поддается механизации и
автоматизации. Технологическая ос-
настка (кристаллизаторы, литниковая
система) ьс требует дефицитных и до-
рогих материалов. Установки просты
по конструкции и в обслуживании, до-
статочно универсальны (на одном ти-
Рис. 69. Принципиальная схема полу-
непрерывного литья труб
поразмере установки можно получать
до 5—6труб близких диаметров), зани-
мают небольшие площади и требуют
незначительных капиталовложений.
Недостаток: толщина стенки труб,
отливаемых этим способом, ограничена
и составляет 7—30 мм.
Технологические основы. Чугун
(табл. 34) должен обладать повышен-
ной жидкотекучестью, достаточной
прочностью при температуре извлече-
ния отливки и минимальной склон-
ностью к отбелу.
При выборе плавильного агрегата
предпочтение отдают вагранке. Раз-
ливку жидкого металла на установке
производят стационарным устрой-
ством, состоящим из ковша и механиз-
ма поворота. Для устойчивости про-
цесса большое значение имеет равно-
мерная подача металла в кристалли-
затор, возможность изменения расхода
в небольших пределах и быстрого пре-
кращения подачи его при обрыве
трубы или других причинах. Указан-
ным требованиям удовлетворяет эали-
558
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
34. Химический состав серого чугуна для полунепрерывного
литья труб
Диаметр
трубы, мм
Содержание, % (мае. доля)
100—300
400—500
500—600
700—800
900—1000
3,4-3,8
3,4—3,8
3,3—3,7
3,3—3,7
3,3—3,7
2,0—2,3
2,0—2,2
1,9-2,!
1,8—2,0
1,8-2,0
До 0,3
То же
»
До 0,1
То же
»
»
»
Примечание. Содержание в чугуне Р не превышает 0,3% (мае. доля);
S-0,1%.
вочное устройство с малоинерцион-
ным механизмом наклона ковша, гид-
равлическим приводом и осью пово-
рота вокруг носка.
Оптимальные температуры заливае-
мого металла для труб малого диаметра
с толщиной стенки 8—10 мм равны
1280—1300 °C; с толщиной стенки 12—
15 мм — 1250—1280 °C; для труб боль-
шого диаметра- с толщиной стенки бо-
лее 16 мм металл заливают при
1240 —1270 °C.
Модифицирование проводят с целью
предупреждения поверхностного от-
бела. Основные модификаторы: ферро-
силиций, силикокальций, силикоба-
рий, силикоалюминий. Обычно приме-
няют силикокальций (30 % Са; 60 % Si
и 2 % А1).
Тепловые параметры процесса.
В кристаллизаторе при затвердевании
отливки можно выделить три зоны
с различными условиями теплоотвода:
плотного контакта, периодического то-
чечного контакта и зазора. Эти зоны
характеризуются различными коэф-
фициентами теплообмена. Для кри-
сталлизаторов, формирующих наруж-
ную поверхность отливки, коэффи-
циент теплоотдачи в зоне плотного
контакта находится в пределах 6—
9 кВт/(ма-°С); для кристаллизаторов,
формирующих внутреннюю поверх-
ность трубы, 3,5—4,5 кВт/(м2-°С).
Теплоотвод зависит от скорости и
расхода воды. Надежная работа кри-
сталлизатора возможна при темпера-
туре входящей воды 20—30 °C и про-
текании ее вдоль стенок кристалли-
затора со скоростью 4—5 м/с. Для
существующих конструкций кристал-
лизаторов расход воды на 1 м пери-
метра отливки составляет 55—70 м^/ч.
При проектировании насосных агре-
гатов необходимо учитывать общее
гидравлическое сопротивление кри-
сталлизаторов и магистралей. Гидра-
влическое сопротивление кристаллиза-
торов составляет 0,3—0,7МПа, причем
сопротивление собственно канала для
охлаждающей воды не превышает 10% .
Режим вытягивания заготовки. Для
устранения зависания затвердевающей
корочки используют возвратно-посту-
пательное движение кристаллизатора
вдоль оси отливки, встряхивание
(табл. 35) или вибрацию, а также цик-
лическое извлечение отливки. Ам-
плитуда — 5—50 мм, частота циклов —
от десятков до сотен в минуту.
Режим движения может быть двух-
тактный, трехтактный и многоступен-
чатый. В основном применяют двух-
тактный режим возвратно-поступатель-
ного движения кристаллизатора: опу-
скание со скоростью, равной скорости
извлечения трубы, а подъем со ско-
ростью в 2—4 раза большей. Число
циклов
yv==_LfJ_ +JLV1
A k оп »0 ) '
где А — амплитуда; оп и оо — соот-
вественно скорости подъема и опу-
скания кристаллизатора.
Максимальное усилие срыва затвер-
девающей корочки возникает в начале
извлечения трубы (табл. 36).
Полунепрерывное вертикальное литье труб
559
35. Амплитуда и частота встряхивания кристаллизатора
Параметр Диаметр трубы, мм
100 150 200 250 300 400 500 600 700 900
Амплитуда, мм Число циклов в минуту 9 130 10 115 11 105 12 95 13 80 14 70 15 68 16 63 17 51 18 43
36. Предельные усилия срыва и извлечения труб
Диаметр трубы, мм Усилие срыва, Н Усилие извлечения, Н
предельное среднее предельное среднее
150 75—530 281 10—360 35,5
300 190—700 419 67—249 160,5
500 717—1683 ИЗО 267—933 472
700 1900—2850 2390 500—1170 763
900 2403—1679 2040 493—2500 988
Подачу жидкого металла в рабочую
полость кристаллизатора необходимо
проводить с оптимальной скоростью и
равномерным распределением по пери-
метру без касания струями стенок, что
обеспечивают литниковые системы с
вращающейся литниковой чашей
(табл. 37).
Литниковые чаши выполняют сталь-
ными из двух-трех частей. Чашу мон-
тируют над пблостью кристаллизатора
на оси внутреннего кристаллизатора.
Используемые питатели должны обес-
печивать выход струй по касательно-
му или вертикальному направлению.
Для труб 0 100—150 мм желательно
подавать металл по касательной к
внутреннему кристаллизатору, для
больших диаметров— к наружному.
Вертикальное направление струй обес-
печивают дождевые питатели, кото-
рые в основном используют для труб
0 400—600 мм.
Питатели могут быть съемными,
иметь прямоугольное сечение или
форму параболоида с расширением
щели вниз. Во избежание прогара
литниковых чаш их необходимо по-
крывать графитовой краской.
Основные технологические пара-
метры процесса получения труб при-
ведены в табл. 38.
Конструирование и эксплуатация
кристаллизаторов. Требования, кото-
рым должен удовлетворять кристалли-
затор для получения труб, аналогичны
требованиям, присущим всем способам
непрерывного литья.
37. Параметры литниковых систем
га питателей 0) ь Скорость враще- ния литниковой чаши, м/мин
VD CU & CU <Я Ь SS С 3 2 пол- кри- зато- 0) к о я о ® V <и
S о И S W S к ® О' - о о 3
S ч « ч СХ ч \О
<0 о «« S « £ с «
я CU й) t-ч <s « си
еХя 5* CU Ч KS и й И S н
100 2 18Х 22 21,0 43,4 36,0
150 2 19Х 13 17,2
200 4 20Х 14 14,7 30,7
250 4 20X14 14,0 27,7
300 4 20Х 14 13,0 25,0
400 6 21X14 11,9 22,6
500 6 23X16 10,4 20,2
600 8 23X16 9,7 9,1 18,6
700 8 24X16 17,5
900 8 25X16 8,6 16,7
i
38. Основные технологические параметры процесса получения труб
Параметры трубы Скорость во- ды в системе охлаждения кристалли- затора, м/мин Расход охлажда- ющей воды, м8/ч Температура заливаемого металла, °C Длитель- ность за- полне- ния *х, с Скорость извлече- ния тру- бы, м/мин Тол- щина короч- ки *2, мм Длительность, мин Про- изво- ди - тель- ность, труб/ч
Диа- метр Тол- щина стен- ки Дли- на, м Масса 1 м тру- бы, кг кристал- лизации трубы вспомо- гательных операций
на- руж- ного / вну- трен- него
мм
100 8,3 4 5 20,8 100 250 10 1280—1300 18—22 1,2-1,8 4,5 3,3 2,67 10
150 9,2 33,7 но 170 15 20—25
200 10,1 48,8 115 160 20 1260—1280 22—28 1,2—1,6 3,37 9
300 11,9 85,2 120 130 30 28—35 5,3 3,5 4,0 8
400 13,8 130,5 130 115 40 1250—1270 35—40 5,9 4,0 3,5
500 15,6 5—10 183,5 150 60 37—47 1,2-1,5
600 17,4 244,8 125 75 45—55 1,1-1,4 6,1 4,6 7
700 19,8 5 316,0 80 1240—1260 47—58 1,1—1,2 6,9 8,0 5
900 22,9 480,9 ПО 150 95 60—75 0,8-1,1 8,4 5,0 10,0 4
*х Кристаллизатора.
♦2 На выходе из кристаллизатора.
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Полунепрерывное вертикальное литье труб
561
К специфическим требованиям можно
отнести:
обеспечение соосности наружного и
внутреннего кристаллизаторов (коль-
цевой зазор должен быть равномер-
ным, отклонение не более 0,5 мм);
недопустимость зазора в соединении
между цилиндрической частью наруж-
ного кристаллизатора и отъемной рас-
трубной частью;
внутренний диаметр разъемного ме-
таллического стержня раструба дол-
жен быть на 1—2 мм больше диаметра
нижней части внутреннего кристалли-
затора.
Кристаллизатор представляет собой
сварную конструкцию, детали которой
могут быть изготовлены из различных
материалов. Существенную роль в теп-
лообмене играет материал рабочей
вставки. Наиболее пригодными для
изготовления рабочей вставки яв-
ляются материалы с низкими модулем
упругости, коэффициентом теплового
расширения, склонностью к ползу-
чести, высокими теплопроводностью и
термической усталостью. В основном
используют низкоуглеродистые стали.
Применяют блочные и гильзовые
кристаллизаторы. Преимущественно
используют гильзовые, предс являю-
щие собой водоохлаждаемую вставку,
жестко закрепленную в корпусе, вос-
принимающем основные механические
нагрузки. Вставка концентрически
расположена в корпусе и образует
с ним кольцевой зазор 5—6 мм, кото-
рый соединен с коллекторами для
подвода и отвода воды. Толщина стенки
вставки 6—15 мм.
Внутренний кристаллизатор при от-
ливке труб диаметром до 200 мм имеет
конусность 8—9 мм на один погонный
метр, для труб диаметром более 200 мм
верхняя часть цилиндрическая. Стер-
жень, оформляющий раструбную часть,
может быть песчаным, металлическим
(цельным или разъемным) и комбини-
рованным.
Длительность работы кристаллиза-
тора регламентируется в основном
короблением, появлением усталостных
трещин и сетки разгара. Стойкость
внутренних кристаллизаторов выше
стойкости наружных. Повышения
стойкости кристаллизатора можно до-
стичь профилированием рабочей по-
39. Основные размеры (мм)
кристаллизаторов и средний
по высоте кристаллизатора
коэффициент теплопередачи
Диаметр кристалли- затора Высота Ширина зазора для охлаждающей кри- сталлизатор воды Средний коэффи- циент теплопереда- чи, кВт/(м*-°С)
рабочей зоны полная
100/118 250 310 5/5 2,9
150/170 350 2,8
200/222 2,6
300/326 6/5 2,3
400/429 400
500/532 500 6/6
600/634 6/7 2,2
700/738 300 2,1
800/842 600
900/945 1000/1048 8/7
Примечание. В числителе
дроби — размер внутреннего кристал-
лизатора, в знаменателе — наружного.
верхности, упрочнением ее покрытия-
ми из твердых материалов, оребрением
наружной поверхности и созданием
рациональных конструкций (табл. 39).
Оборудование. Принципиальные схе-
мы установок полунепрерывного
литья труб аналогичны схемам верти-
кальных установок полунепрерывной
разливки стали и цветных металлов.
Обычно используют установки
с тросовым приводом и напра-
вляющими колоннами для труб ди а-
662
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
Рис. 70. Схема машины полунепрерывного литья труб:
1 -*• заливочная площадка; 2 — кристаллизатор; 3 — заливочное устройство; 4 — под-
вижный стол; 5 — направляющие колонны; 6 — механизм подъема стола; 7 — механизм
для поддерживания трубы; 8 — механизм съема трубы
метром 400—1000 мм и без направля-
ющих для труб 0100—300мм (рис. 70).
Установки могут быть оборудованы
автоматическими приборами для за-
писи скорости извлечения трубы, рас-
хода охлаждающей воды, температуры
ее на входе и выходе из кристаллиза-
тора, длины отлитой части трубы, тем-
пературы заливаемого металла и
трубы на выходе из кристаллизатора.
Установки без направляющих колонн
имеют специальную канатную систему
разъема и опускания стола. Свободная
подвеска на тросах обеспечивает рав-
номерный ход стола и его самоцентри-
рование. Многопозиционная установка
может быть выполнена по принципу
карусели.
Технические характеристики
установок, используемых
при производстве труб
Ход кристаллизатора,
мм..................... 8—45
Ритм встряхивания, цик-
лы/мин................. 45—90
Скорость:
поворота ковша, мин"1 0,021—0,21
перемещения стола,
м/мин............... 0,5—15
извлечения трубы,
м/мин............... 0,8—1,8
Характерные виды брака, меры пре-
дупреждения, способы исправления.
Технология полунепрерывного литья
должна обеспечить получение чугун-
ных труб без отбела, гидроплотных
и с необходимыми механическими свой-
ствами.
Твердость поверхности труб по
ГОСТ 9583—75 не должна быть более
220 НВ. Все трубы подвергают гидро-
испытаниям при давлении 2,0—
4,0 МПа. Допускается заварка мест
течи при повторном гидроиспытании
под давлением, повышенным на
0,5 МПа.
Наиболее опасный дефект труб —
горячие и холодные трещины на на-
ружной поверхности вдоль образую-
щей. Причина образования — мест-
ное сосредоточение растягивающих на-
пряжений, превышающих предел уп-
ругости. Часто горячая трещина со-
провождается искривлением поверх-
Автоматизация процесса
без
ности как наружной, так и внутренней
с образованием местного утолщения
стенки — ужимины. Горячие трещины
и ужимины образуются во время на-
хождения трубы в кристаллизаторе.
Меры предупреждения: увеличение
скорости кристаллизации на внутрен-
нем кристаллизаторе, выбор химиче-
ского состава чугуна, обеспечивающего
достаточную пластичность при высо-
ких температурах, профилирование ра-
бочей поверхности вставки, позво-
ляющие уменьшить величину газового
зазора.
Холодные трещины появляются в ре-
зультате действия остаточных напря-
жений. Наиболее распространенные
дефекты — неслитины и неспаи (30—
60%). При гидроиспытании течь на-
блюдается по местам неслитин. При-
чины появления: касание струями жид-
кого металла стенок кристаллизатора
и образование тонких настылей, кото-
рые впоследствии не свариваются с ос-
новной массой отливки; разрыв струи
жидкого металла во время заливки,
приводящей к образованию твердой
корочки на мениске; низкая жидкоте-
кучесть металла вследствие недоста-
точной температуры заливки или несо-
ответствия химического состава.
Газовые раковины являются резуль-
татом затрудненного выхода газов из
металла при недостаточной его жидко-
текучести.
Шлаковые включения в стенке тру-
бы, приводящие к течи, образуются
вследствие отсутствия шлакоудержи-
вающих устройств. Другие неметалли-
ческие включения попадают в тело
трубы при неправильной подготовке
песчаного стержня и литниковой си-
стемы: недостаточная прочность смеси,
неравномерное покрытие поверхности
литниковой системы обмазкой или
краской и недостаточная сушка.
Специфическим дефектом труб яв-
ляется надрыв корки, особенно на их
внутренней поверхности. Этот дефект
представляет собой сдвиг корки тол-
щиной 1,5—2 мм вследствие увеличе-
ния усилий извлечения. Причиной
этого дефекта может быть недостаточ-
ное охлаждение, приводящее к увели-
чению сил сцепления корочки со стен-
кой кристаллизатора, и высокий коэф-
фициент трения из-за сетки разгара
на поверхности внутреннего кристал-
лизатора.
Такие виды брака, как повышенная
поверхностная твердость, разностен-
ность, эллиптичность сечения встре-
чаются редко.
4. Автоматизация процесса
Практическая реализация автомати-
зированного управления процессом не-
прерывного литья связана с рядом
трудностей: неполной изученностью
кристаллизатора как объекта управле-
ния, сложностью математического опи-
сания теплофизических и энергоси-
ловых процессов в кристаллизаторе,
отсутствием полных данных, характе-
ризующих жидкий и затвердевающий
металл.
Применяют следующие системы уп-
равления технологическими пара-
метрами: регулирования температуры
жидкого металла, контроля перепада
температур воды, охлаждающей кри-
сталлизатор, и ее расхода, регулирова-
ния скорости вытягивания слитка.
В качестве измерительных преобра-
зователей (или датчиков) для измере-
ния температуры металла используют
термопары. Температуру охлаждаю-
щей воды измеряют дифференциальной
термопарой, а расход — ротаметром.
Автоматизированное управление
процессом осуществляют по косвен-
ному показателю качества К (т), вклю-
чающему в себя температуру 0БЫХ (т)
поверхности отливки и усилие FB (т)
вытягивания отливки из кристалли-
затора:
К (т) == || 0вы х (т), FB (т) || .
Температуру поверхности 0вых (т)
измеряют бесконтактным преобразо-
вателем, например комплексом пиро-
метров излучения и пирометрических
преобразователей АПИР-С. 0Вых (т)
служит информационным показателем
стабильности теплофизических про-
цессов и оптимальности охлаждения
отливки в кристаллизаторе.
Усилие вытягивания FB (т) измеряют
при помощи измерительных преобра-
зователей давления. По значению
FB (т) оценивают напряжения, возни-
кающие в корочке заготовки, и ее
564
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
взаимодействие с поверхностью кри-
сталлизатора. Такой показатель ка-
чества соответствует условиям непре-
рывного литья, учитывает тепловые
процессы в кристаллизаторе и энерго-
силовые процессы взаимодействия заго-
товки с кристаллизатором, возмож-
ность непосредственного измерения его
составляющих.
Автоматизация процесса наиболее
эффективна по каналу регулирования
скорости вытягивания слитка, так как
управление по температуре металла и
перепаду температур охлаждающей во-
ды обладает большой инертностью,
т. е. изменение контролируемого пара-
метра происходит с некоторым запаз-
дыванием. Канал регулирования ско-
рости наименее инерционен и позво-
ляет оперативно влиять на сложные
физические процессы, протекающие в
кристаллизаторе.
Из анализа условий работы кри-
сталлизатора составляют уравнения
теплового баланса для металла, эле-
ментов кристаллизатора, охлаждаю-
щей жидкости и уравнения энергети-
ческого баланса для определения дина-
мики изменения усилия трения отлив-
ки в кристаллизаторе. Затем на осно-
вании их составляют дифференциаль-
ные уравнения, которые позволяют оп-
ределить структуру математической
модели кристаллизатора как объекта
управления.
Структурная схема автоматизиро-
ванного управления процессом строит-
ся на основе математической модели и
может быть реализована на основе
микропроцессорной техники.
5. Технико-экономические
показатели.
Охрана труда.
Перспективы развития
Основные преимущества литья в
кристаллизаторы:
возможность получения заготовок
с минимальными припусками и мак-
симально приближенных по конфигу-
рации и размерам к готовым деталям,
уменьшение за счет этого расхода ме-
талла на 15—25%;
увеличение выхода годных изделий
до 85—92%;
исключение наиболее трудоемких
операций формовки, смесеприготовле-
ния, обрубки и очистки литья;
значительное сокращение расхода
вспомогательных материалов;
сокращение производственных пло-
щадей;
улучшение качества заготовок, по-
вышение их прочности, износостой-
кости, гидроплотности;
уменьшение вредных выбросов и
улучшение условий труда.
Некоторые технико-экономические
показатели приведены в табл, 40—43.
Экономическая эффективность про-
цесса непрерывного литья реализуется
в трех сферах: в производстве отливок
(40%), механической обработке (10%)
и эксплуатации готовых изделий и ма-
шин (50%).
При непрерывном литье целесооб-
разно организовать цехи непрерыв-
ного литья с требуемыми отдельными
участками изготовления, ремонта и
термохимической обработки кристал-
лизаторов; плавки; экспресс-апализа;
изготовления стержней и металлопри-
емников; хранения оснастки; склади-
рования заготовок; разрезки заготовок
на мерные длины. Цехи и участки
должны быть оснащены транспорт-
ными средствами для подачи жидкого
металла от плавильных печей к уста-
новкам и уборки отлитых заготовок.
Обслуживание машин, установлен-
ных отдельно, выполняют оператор и
заливщик. При создании специализи-
рованного участка с несколькими ма-
шинами и индивидуальными плавиль-
ными агрегатами можно использовать
бригадную организацию работы с ком-
плексным обслуживанием плавильных
агрегатов и машин.
Охрана труда при работе на машинах
непрерывного литья должна соответ-
ствовать требованиям, предъявляемым
к оборудованию для литейного про-
изводства (ГОСТ 12.2.046—80).
Следующие вредные факторы могут
воздействовать на обслуживающий пер-
сонал: тепловое излучение; повышен-
ная температура в помещениях; повы-
шенное звуковое давление; повышенная
или пониженная влажность воздуха;
выплески металла и взрывы при кон-
тактировании воды с жидким метал-
лом.
Технико-экономические показатели. Охрана труда. Перспективы развития
665
40. Трудоемкость изготовления одной тонны годных круглых
чугунных заготовок на Каунасском заводе «Центролит»
Виды работ Трудоем- кость, ч Виды работ Трудоем- кость, ч
Непосредственно непрерыв- ное горизонтальное литье 4,1 Изготовление кристаллиза- торов 1,33
Футеровочные работы 1,26
Транспортирование загото- вок мостовым краном, об- служивание участка 1,99
Вспомогательные работы 1,83
41. Сравнительные технико-экономические показатели
различных способов литья чугуна
Показатель Литье
в разовые песчано- глинистые формы непрерывное горизонтальное
Производительность труда, т. е. произ- водство заготовок на одного работника литейного цеха, т/год 42—50 180—200
Себестоимость, руб/т 290—315 160—200
Брак, % 5 з 2
Выход годных изделий по отношению к металлозавалке, % 67—70 90—92
Экономия металла в результате сниже- ния припусков на механическую обра- ботку, % 25—50
Процессы смесепри готов лени я, фор- мообразования, выбивки, очистки и обрубки литья Необходимы Отсутствуют
Механизация технологического про- цесса Есть возможность частичной меха- низации Есть возможность полной механи- зации й автомати- зации
566
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ В КРИСТАЛЛИЗАТОРАХ
42. Сравнительные технико-экономические показатели
различных способов литья бронзы
Показатель Литье
в кокиль вакуумным всасыванием на горизон- тальных МНЛЗ
Масса полученной продукции с 1 м2 производственной площади цеха, кг/сут 40 40 60
Производительность одного рабочего литейного цеха, кг/сут 900 900 1030
Выход годного литья, % Размеры отливаемых заготовок, м: 75 85 99
длина До 0,4 До 1,0 Неограни- ченна
диаметр Отклонение размеров формы отливок, мм: 0,04—0,2 0,04—0,1 0,012—0,3
по овальности До 3 Д?5 25
по конусности —
Себестоимость, руб/т 1072,84 1070,28 1047,28
43. Основные технико-экономические показатели
полунепрерывного литья труб
Диаметр трубы, мм
Показатель 100 150 200 250 300 400 500 600
Расходный коэф- фициент металла, кг/т 1208 1198 1188 1180 1170 1125 1105 1090
Себестоимость, руб/т 114,65 110,72 107,46 105,6 102,77 94,04 93,12 90,08
Удельные капи- тальные вложения, руб/т 22,88 25,7 23,1 21,75 19,63 18,22 16,96 14,6
Трудоемкость из- готовления 1 т, чел/ч 19,3 18,9 17,6 15,4 15,3 14,9 13,5 11,5
Для исключения влияния теплового
излучения и повышенных температур
на установках предусматривают экра-
нирование отливок, а также эффектив-
ную приточно-вытяжную вентиля-
цию- Одновременно могут быть уста-
новлены теплообменники для эффек-
тивного использования излучения, на-
пример, для отопления помещений,
подогрева воды для бытовых целей
и т. д. Выплески жидкого металла
происходят при небрежной доливке
металла в металлоприемник, проры-
вах корки отливки, когда нарушен
режим литья, при протекании воды
из кристаллизатора и попадании ее
Список литературы
667
в металлоприемник или рабочую по-
лость кристаллизатора. Применение
вторичного охлаждения отливки вызы-
вает постоянную опасность, так как
часть неиспользованной воды попа-
дает на пол. Поэтому необходимо пол
возле металлоприемника покрывать
слоем формовочной смеси, под кото-
рым устраивать дренаж.
Выделения пыли в процессе литья
отсутствуют. Пыль выделяется при
обработке резанием графитовых вста-
вок кристаллизаторов. Она отсасы-
вается вакуумной системой и оса-
ждается в циклонах очистных соору-
жений. Ее используют при производ-
стве графитовых заготовок, для ли-
тейных красок, модифицирования чу-
гуна или науглероживания при плавке.
Перспективы развития. Для горизон-
тального литья необходимы дальней-
шее освоение более сложных профилей
(особенно полых), максимально при-
ближающихся по конфигурации к де-
тали, увеличение выпуска заготовок
из высокопрочного чугуна, разработка
и применение долговечных кристалли-
заторов; для вертикального литья —
расширение номенклатуры и освоение
новых марок сплавов.
Применение в конструкциях без-
раструбных соединений значительно
расширит номенклатуру и сортамент
труб. Освоение производства труб из
высокопрочного чугуна позволит ис-
пользовать их для прокладки трубо-
проводов в особо тяжелых условиях,
в сейсмических районах, при значи-
тельных и неравномерных оседаниях
грунта, а также на предприятиях ме-
таллургической и химической про-
мышленности.
Список литературы
1. Анисович Г. А., Маруко»
вич Е. И., Жельнис М. В. Интенси-
фикация процесса непрерывного го-
ризонтального лигья чугуна//Литей-
ное производство. 1983. № 6. С. 22—
23.
2. Анхимюк В. Л., Комлик Г. П.
Оптимизация процесса управления ма-
шиной горизонтального непрерывного
литья//Изв. вузов. Энергетика. 1982.
№ 3. С. 36—40.
3. Высококачественные чугуны для
отливок/В. С. Шумихин, В. П. Ку-
тузов, А. И. Храмченков и др.; Под
ред. Н. Н. Александрова. М.: Ма-
шиностроение, 1982. 222 с.
4. Германн Э. Непрерывное литье.
М.: Металлургиздат, 1961. 814 с.
5. Горизонтальное непрерывное
литье цветных металлов и сплавов/
О. А. Шатагин, В. Т. Сладкоштеев,
М. А. Вартазаров и др. М.: Металлур-
гия, 1974. 176 с.
6. Литье чугунных заготовок не-
прерывно-гор изонтал ьным способом.
Т иловой технологический процесс:
РТМ2 НТ27-1—80. М.: НИИМаш
1981. 44 с.
7. Литье чугуна непрерывное на
установках горизонтального типа.
Типовые конструкции кристаллизато-
ров с графитовыми вставками: РТМ2
Н83-58—85. Киев: ИПЛ АН УССР,
1985. 39 с.
8. Непрерывное горизонтальное
литье/Г. А. Анисович, Е. И. Маруко-
вич, И. И. Дрейшев и др. М.:
ВНИИЭСМ, 1985. 44 с.
9. Непрерывное литье машиностро-
ительных заготовок/Редкол.:
М. В. Жельнис и др. Каунас: Пярле,
1980. 173 с.
10. Непрерывное литье чугуна/
О. А. Баранов, Б. Г. Ветров, В. Б. Поль
и др. М.: Металлургия, 1968. 334 с.
11. Основные направления разви-
тия процесса непрерывного литья/
Ф. Н. Тавадзе, М. Я. Бровман,
Ш. Д. Рамишвили, В. X. Римен, М.:
Наука, 1982. 216 с.
12. Основные направления разви-
тия и совершенствования непрерыв-
ного горизонтального литья чугунных
заготовок/Е. И.Марукович, М. В.Жель-
нис, Э—И. П. Маяскас, С. В. Стрель-
цов, Тбилиси: ГрузНИИНТИ, 1988.
56 с.
13. Процессы получения чугунных
заготовок методом непрерывного ли-
тья//Сб. науч. тр./Редкол.: В. С. Шу-
михин (отв. ред.) и др. Киев: ИПЛ
АН УССР, 1984. НО с.
14. Технология и составы серого
чугуна для непрерывного горизон-
тального литья заготовок износо-
стойких деталей станков. Рекоменда-
ции по применению. М.: НИИМаш,
1983. 13 с.
668
ЛИТЬВ НАМОРАЖИВАНИЕМ
15. Труболитейное производство/
Б. Д. Хахалин, В. И. Семко, А. Н. Смо-
ляков и др. М.: Металлургия, 1977.
224 с.
16. Тутов В. И., Гринберг В. А.,
Земсков И. В. Вертикальное непре-
рывное литье заготовок//Литейное
производство. 1983. № 4. С. 28—29.
17. Тутов В. И. Способ непрерывно-
го литья с использованием разрушае-
мых стержней//Металлургия. Минск:
Высшая школа, 1981. С. 40—42.
18. Тутов В. И., Крутилин А. Н.
Промышленные испытания процесса
непрерывного литья с использова-
нием разрушаемых стержней//Метал-
лургия. Минск: Высшая школа, 1982.
С. 83—86.
19. Усовершенствование техноло-
гии горизонтального непрерывного
литья //Сб. научн. тр./Редкол.:
М. В. Жельнис и др. Каунас: Швиеса,
1989. 39 с.
20. Шатагин О. А., Сладкоште-
ев В. Т. Непрерывное литье на гори-
зонтальных машинах. М.: Металлур-
гия. 1976. 184 с.
21. Шварцмайер В. Непрерывная
разливка. М.: Металлургия. 1962.
386 с.
22. Шестернев В. И., Ханин В. К.,
Руденко А. Б. Технико-экономические
основы производства и использова-
ния непрерывно-литых заготовок из
чугуна. М.: НИИМаш, 1984, 72 с
Глава II
ЛИТЬЕ НАМОРАЖИВАНИЕМ НА ПОДВИЖНЫЕ
И В СТАЦИОНАРНЫЕ КРИСТАЛЛИЗАТОРЫ
Литье намораживанием состоит в
том» что отливка полностью кристал-
лизуется в условиях последователь-
ного затвердевания на рабочей по-
верхности кристаллизатора (кокиля),
причем объем расплава, участвую-
щего в формировании отливки, больше
объема твердой фазы.
Процесс может быть осуществлен в
условиях взаимного покоя отливки и
кристаллизатора, их относительного
движения, а также в условиях покоя
или движения расплава относительно
фронта затвердевания. Существенны-
ми особенностями формирования от-
ливки являются высокая скорость
затвердевания (до 10 мм/с), незатруд-
ненное питание фронта кристаллиза-
ции перегретым расплавом и образо-
вание свободной поверхности, пред-
ставляющей фронт кристаллизации.
К достоинствам процесса относятся:
возможность получения гидроплотных
отливок с мелкозернистой структурой
без неметаллических включений и из-
готовления лент из хрупких материа-
лов и солей, высокая производитель-
ность, наличие условий для создания
непрерывных автоматизированных тех-
нологий.
Предпочтительной областью приме-
нения является получение тонких лент
и полых цилиндрических заготовок.
К недостаткам процесса можно от-
нести: неравномерность толщины от-
ливки, шероховатость- и бугристость
свободной поверхности, неравномер-
ность структуры по толщине стенки
отливки, наличие пористой зоны при
литье сплавов, а в некоторых случаях
и неоднородности химического соста-
ва; могут быть затруднения при полу-
чении цилиндрических отливок диа-
метром D и толщиной стенки £ >
> D/4 и лент толщиной X > 12 мм.
1. Литье на подвижный
кристаллизатор
Технологические основы. Общим эле-
ментом рассматриваемых технологи-
ческих схем (рис. 1) является затверде-
вание (намораживание) из перегре-
того расплава корок на участках ра-
бочих поверхностей непрерывно вра-
щающихся водоохлаждаемых вал ков -
кристаллизаторов. В .процессе литья
поддерживают постоянными: темпера-
туру заливки; скорость вращения и
Литье на подвижный кристаллизатор
569
условия охлаждения кристаллизатора;
протяженность зоны теплообмена от-
ливки с валком. Затвердевание рас-
плава происходит при высокоинтенсив-
ном теплообмене, отсутствии воздуш-
ного зазора между коркой и поверх-
ностью валка-кристаллизатора, бес-
препятственной подаче перегретого
расплава к фронту кристаллизации.
Это создает благоприятные условия
для получения плотной отливки с мел-
кокристаллической структурой.
Формирование отливки может осу-
ществляться: намораживанием на
одном валке; намораживанием на двух
вращающихся в противоположные сто-
роны валках со сваркой корочек без
прокатки (литье в валковый кристал-
лизатор по схеме жидкой прокатки);
намораживанием на двух валках с
прокаткой затвердевших корок (литье
в валковый кристаллизатор по схеме
бесслитковой прокатки ленты).
Литье намораживанием
на один валок (см. рис. 1, а).
Отливка толщиной X формируется
в результате намораживания на валке
корки £в в процессе перемещения вал-
ка в ванне с расплавом и затвердева-
ния наносного слоя £н жидкости после
выхода из расплава:
Толщина X зависит от теплофизиче-
ских свойств материала отливки и
кристаллизатора, физических и гидро-
динамических характеристик распла-
ва, времени перемещения рассматри-
ваемого участка поверхности валка в
ванне (ZH), условий теплообмена и
температурных режимов литья, ско-
рости w и угла выхода корки из рас-
плава.
После выхода из жидкой. ванны от-
ливка некоторое время перемещается
вместе с валком. На этой стадии она
полностью затвердевает и охлаждается
до температуры, при которой обеспечи-
вается ее съем с валка без разрушения
или образования трещин.
Основные преимущества: получение
дешевой тонкой ленты, высокая произ-
водительность, малая энергоемкость
и простота конструкции технологи-
ческого оборудования. Недостатки:
формирование неравномерной по тол-
щине ленты, наличие бугорков и
Рис. 1. Рабочие схемы литья намора-
живанием на валках-кристаллиза-
тор ах:
1 —• распределитель расплава (питатель);
2 валок-кристаллизатор; 3 — лента
шероховатостей на свободной поверх-
ности, образование пористой зоны при
литье сплавов, неустойчивость ’Про-
цесса литья сплавов, кристаллизую-
щихся в интервале температур.
Схема процесса с боковой ванной
(см. рис. 1, а) позволяет получать
ленты из алюминия высокой и тех-
нической чистоты (толщина ленты 1—
3,5 мм, ширина — до 600 мм). Схема
с нижней ванной (см- рис. 1, б) реа-
лизована на практике фирмой Cominko
(Канада) для производства свинцовой
ленты в рулонах. Толщина ленты
0,25—1,25 мм, ширина — 914 мм, мас-
са рулона — до 3,4 т.
Литье в валковый кри-
сталлизатор по схеме жидкой
прокатки (в дальнейшем литье в вал-
ковый кристаллизатор) (см. рис. 1,в)
состоит в том, что отливка в виде ленты
формируется в результате сварки под
670
ЛИТЬЕ НАМОРАЖИВАНИЕМ
давлением двух корок, намерзших в
ванне с расплавом на поверхностях
двух вращающихся в противоположные
стороны валков. В выходящей из вал-
ков отливке может содержаться неко-
торое количество жидкой фазы, так
как срастаются фронты кристаллиза-
ции с неравномерным профилем; не-
полностью выдавливается жидкость в
зоне обжатия из твердожидкой части.
В этом случае
Х=Ет + Еж,
где £т — приведенная толщина твер-
дой фазы намерзших на двух валках
корок; — приведенная толщина
жидкой части отливки.
Окончательное затвердевание отлив-
ки происходит после ее выхода из
валков в результате перераспределе-
ния температуры в ленте и теплообмена
с окружающей средой. Полностью
затвердевшая часть отливки не прока-
тывается, поэтому скорость движения
корок в ванне и скорость выхода ленты
равны линейной скорости вращения
валков.
Толщина и качество отливки зависят
от теплофизических свойств материалов
ленты и валков, условий теплообмена,
уровня расплава в валках, параметров
литья и охлаждения кристаллизатора,
а также силы сжатия валков. Процесс
позволяет получать ленты толщиной
0,5—2,5 мм из сплавов, близких к
эвтектическому составу, которые пла-
стичны вблизи температуры кристал-
лизации (чугун, некоторые медно-фос-
фористые припои, сталь Р9), а также
армированные ленты из солей.
Преимущества: высокая произво-
дительность; получение лент малой
толщины из хрупких материалов; вы-
сокая скорость затвердевания, обеспе-
чивающая формирование мелкокри-
сталлической структуры; малая энер-
гоемкость; низкая стоимость и про-
стота конструкции оборудования.
Основные недостатки: узкая область
применения, неравномерность толщи-
ны и структуры отливок, низкая стой-
кость кристаллизаторов при литье
высокотемпературных сплавов.
Литье в валковый кри-
сталлизатор с прокаткой*
* По ГОСТ 18970—84 «Штампов-
ка вальцовкой».
(в дальнейшем — бесслитковая прокат-
ка листа) (см. рис. 1, г—е). Лента
формируется в результате прокатки
корок, намерзших в ванне с распла-
вом на поверхностях вращающихся
в противоположные стороны валков.
Толщина X выходящей из валков
ленты меньше суммарной толщины на-
мерзших на валках корок:
X = 2&в (1 — е),
где |в — толщина корки в зоне сра-
стания фронтов кристаллизации; 8 ==
= (2Ев — Х)/(2£в) — степень обжатия
намерзших корок.
В зоне прокатки происходит: обжа-
тие намерзших на валках корок;
интенсивное охлаждение отливки при
контактном теплообмене с кристалли-
затором; изменение угла наклона и
размеров первичных кристаллов.
Протяженность зоны деформации вы-
бирают с таким расчетом, чтобы обеспе-
чить получение ленты без трещин и
разрывов со структурой, близкой к
горячекатаной. В условиях совмеще-
ния литья с прокаткой скорость дви-
жения корок в зоне намораживания
меньше скорости движения валков,
а скорость ленты на выходе из вал-
ков — больше, т. е. имеется присущее
прокатке опережение порядка 5—
30% •
Способ пригоден для литья цветных
металлов и узкоинтервальных спла-
вов. Его используют для получения
лент из алюминия и некоторых спла-
вов на его основе с АТКр 40 °C
(X = 4,54-12 мм); цинка (X = 3,24-
8 мм); свинца и свинцовых аккуму-
ляторных сплавов (X ~ 14-6 мм);
хлористого серебра (X — 0,34-0,4 мм).
Преимущества способа: получение
непосредственно из расплава высоко-
точной заготовки, пригодной для про-
катки на фольгу, или для непосред-
ственного использования вместо про-
ката, повышение выхода годных отли-
вок и снижение энергетических за-
трат по сравнению с производством
проката из слитков. Основные недо-
статки: значительная неоднородность
химического состава по толщине лен-
ты из сплавов, практическая невозмож-
ность получения лент из сталей и вы-
сокотемпературных цветных металлов,
низкая производительность.
Литье на подвижный кристаллизатор
571
Тепловые параметры литья. Для всех
рабочих схем литья намораживанием
условия теплообмена определяют: тол-
щину отливки, характер ее кристал-
лического строения, качество поверх-
ности, наличие дефектов, устойчи-
вость процесса литья.
Температура заливки
(температура расплава, поступающего
в зону формирования отливки Тзал)
для различных схем литья различна.
При литье по схеме бесслитковой про-
катки заливку осуществляют с ми-
нимально возможной температурой пе-
регрева (АТпер), которая обычно не
превышает 20—40 °C для алюминия
и цинка и 30—50 °C для свинца, свин-
цовых сплавов и хлористого серебра.
В случае литья намораживанием на
один валок ДТпер выбирают в преде-
лах 50—80 °C из условия получения
отливки с минимальной шерохова-
тостью. При литье в валковый кри-
сталлизатор чугуна, медных припоев
и солей АТдер — 60-4-120 °C, чтобы
обеспечить устойчивое истечение рас-
плава через отверстия питателя. Тем-
пературу расплава в печи выбирают
с учетом тепловых потерь на пути
его движения к кристаллизатору. Ме-
таллопроводы должны быть обогре-
ваемыми, чтобы свести к минимуму
неблагоприятное влияние высоких пе-
регревов цветных металлов на ка-
чество отливок.
Температуру валков в квазистацио-
нарном режиме литья поддерживают
в пределах Тв = 604-120 °C перед вхо-
дом в расплав. Когда 7в<60°С,
условия формирования отливки не-
благоприятны и режим литья неустой-
чив. При литье по схеме бесслитковой
прокатки с нанесением на валки смаз-
ки в виде водных суспензий поддержи-
вают Тв 100 °C. Температура охла-
ждающей воды при литье металли-
ческих расплавов 10—20 °C, а при
литье солей 50—60 °C. Охлаждение
валков теплой водой обеспечивает
быстрый выход на квазистационарный
тепловой режим и устойчивое под-
держание Тв = 804-100 °C.
Температура ленты при съеме с
кристаллизатора обычно составляет
около 2/3 температуры кристаллиза-
ции (Ткр) при намораживании на один
валок и по схеме бесслитковой прокат-
Рис. 2. Конструкции валков-кристал-
лизаторов для литья намораживанием:
1 — рабочий корпус; 2 — система охлаж-
дения; 3 — боковая стенка; 4 — цапфа;
5 — коллектор; 6 — сердечник; 7 — ох-
ладительные каналы; 8—перепускные кана-
лы; 9—реборда; 10— цилиндрический упор
ки. Для литья в валковый кристалли-
затор температура ленты практически
соответствует температуре солидуса.
Параметры теплообмена для отлив-
ки и кристаллизатора на всех стадиях
формирования ленты приведены в
табл. 1. По данным для конкретных
схем и условий литья можно выпол-
нить тепловой расчет отливки и кри-
сталлизатора, в том числе численными
методами на ЭВМ.
Технологическая оснастка. Валки-
кристаллизаторы состоят из рабочего
корпуса, цапф и внутренней системы
охлаждения. Конструкция валков, ма-
териал, из которого изготовляют их
рабочую часть, толщина стенки, диа-
метр, характер обработки рабочей
поверхности зависят от схемы литья,
материала и толщины отливки. На
рис. 2 приведены типовые конструк-
1. Тепловые режимы отливки и валка при непрерывном литье лент намораживанием
Рабочая схема получения ленты Материал отливки а,, кВт/(м*.°С), для эоны Удельная тепловая нагрузка qt на валок, МВт/м*, для зоны а>, кВт/ (м’.вС)
намора- живания охла- ждения намора- живания охла- ждения
В валковом кристаллизаторе по ме- тоду бесслитковой прокатки Алюминий и его сплавы 10—20 50—70 2,5—3,5 0,8—1,5 2,5—3,5
Цинк 8--15 40—70 1,5—2 0,7—1,2 2,5—3,5
Свинец и его сплавы 2—5 50—100 0,8—1,2 0,8—1.5 2,5—3,6
Хлористое серебро 0,6—0,9 30—50 0,2—0,5 0,3—0,6 1,8—3,6
На одном валке Алюминий 10—20 0,16— 0,25 5—7 0,os- o.i 3,0—4,8
Свинец 4—§ 0,2—0,3 0,7-1,2 0,03— 0,1 3,0—4,8
В валковом кристаллизаторе по ме- тоду жидкой прокатки Чугун 4- 6 •— 4—6 — 3,0—4,0
Медные припои 3-6 — 2—5 —— 3,0—4,0
Соли 0,5—1,0 ——- 0,2—0,6 — 1,8—3,6
Условные обозначения. а2 и а3 — коэффициенты теплообмена соответственно с валком и водой.
ЛИТЬЕ НАМОРАЖИВАНИЕМ
Литье на подвижный кристаллизатор
678
2. Параметры валков-кристаллизаторов
Схема литья Материал отливки Параметр
Материал Толщина стенки Диаметр мм
В валковый кристал- лизатор методом бес- слитковой прокатки Алюминий Термостойкие стали 30—50 550—900
Цинк 550—600
Свинец Сталь 45 закаленная 20—30 300—400
Хлористое серебро Сталь 45 хромированная 190—240
На один валок Алюминий Жаропрочные алю- миниевые сплавы 30—40 600—1100
Свинец 20—30 305
В валковый кристал- лизатор методом жид- кой прокатки Чугун — w Медные припои Сталь 40Х 10—16 550—750
Соли Стали 45 и 40Х соот- ветственно закален- ная и хромированная 15—20 190—240
ции валков-кристаллизаторов, а в
табл. 2 — основные конструктивные
параметры валков различного назна-
чения.
Рабочую поверхность кристаллиза-
тора для литья намораживанием на
один валок (см. рис. 2, а) после поли-
ровки или обкатки дополнительно
обрабатывают наждачными шкурками
зернистость!? 100—200 мкм или дру-
гими способами (дробе- и пескоструй-
ная обработка, обдувка порошками)
с целью придания равномерной шеро-
ховатости с высотой микронеровно-
стей Rz ~ 10-4-20 мкм.
Для литья алюминия и цинка мето-
дом бесслитковой прокатки исполь-
зуют кристаллизатор (см. рис. 2, б),
который состоит из стального сер-
дечника и бандажа из термостойкой
стали (20ХЗМВФ и 12Х24МФА), на-
детого по посадке с натягом. На на-
ружной поверхности сердечника вал-
ка выполнены пазы шириной 15—20,
глубиной 10—15 мм, расположенные
равномерно с шагом 25—30 мм по
длине рабочей поверхности. Пазы сое-
динены с каналами для подачи охла-
ждающей жидкости. Начальная тол-
щина стенки бандажа 50 мм. В про-
цессе эксплуатации бочку валка пе-
ретачивают до 5—6 раз по мере обра-
зования сетки разгара. Минимальная
толщина стенки бандажа 25—30 мм.
Необходимую шероховатость рабочей
поверхности обеспечивают шлифова-
нием или обкаткой роликами.
Литье свинца, свинцовых сплавов
и хлористого серебра может осуще-
ствляться на целиковых валках с
охладительными каналами, выполнен-
ными сверлением на всю длину бочки
с шагом 15—30 мм на расстоянии 20—
25 мм от рабочей поверхности. Вал-
574
ЛИТЬЕ НАМОРАЖИВАНИЕМ
Рис. 3. Литниковые системы устано-
вок литья намораживанием на вал-
ках:
/ — промежуточная емкость; 2 — металло-
провод; 3 — питатель (распределитель рас-
плава); 4 — регулятор истечения; 5 —
датчик уровня, 6 — электрические кон-
такты
ки для литья хлористого серебра хро-
мируют с целью повышения их корро-
зионной стойкости. Толщина покры-
тия после шлифования или полирова-
ния 20—50 мки.
Валок для литья чугуна и медных
припоев тонкостенный с вваренными
в трубу цапфами и спрейерной систе-
мой охлаждения (см. рис. 2, в). Валко-
вый кристаллизатор для литья солей
имеет оригинальную конструкцию
(рис. 2, г), которая обеспечивает за
счет цилиндрических упоров и цирку-
ляционного охлаждения получение от-
ливки с постоянной по длине и ши-
рине толщиной, даже при значитель-
ных колебаниях параметров литья.
Валки с ребордами й цилиндрическими
упорами используют для получения
высокоточных тонких лент также и
методом бесслитковой прокатки.
Литниковые системы для подачи
расплава к валкам-кристаллизаторам
конструктивно неодинаковы для раз-
личных рабочих схем литья и разли-
ваемых материалов (рис. 3).
Питатели и насадки литниковых си-
стем закрытого типа (см. рис. 3, а и б)
являются устройствами разового поль-
зования. Их применяют при литье на-
мораживанием алюминия на валок
или литье алюминиевой ленты по
схеме бесслитковой прокатки. Эле-
менты литниковых систем изготовляют
на металлорежущем оборудовании из
теплоизоляционных огнеупорных ма-
териалов на основе асбеста (асботермо-
силиката и маринита), а также на
основе каолиновой пористой керамики
(монола, монолита и др.). Огнеупоры
предварительно подвергают термообра-
ботке при 700—750°C. После сборки пи-
татели и насадки тщательно подгоня-
ют к валкам, чтобы предотвратить за-
текание расплава в зазоры между ке-
рамикой и валками. Стойкость наса-
док определяет продолжительность не-
прерывной разливки (до нескольких
суток).
Литье чугуна, медных припоев, а
также солей осуществляют в валковые
кристаллизаторы (см. рис. 3, в и г).
Распределители литниковых систем
для подачи расплава в валки сверху
изготовляют из графита (для чугуна
и медных припоев), серебра (для хло-
ристого серебра), коррозионно-стойкой
стали (для свинца, свинцовых спла-
вов и некоторых солей). Двухкамерная
конструкция распределителя распла-
ва (см. рис. 3, г) обеспечивает сим-
метричные условия подачи расплава
в валки и равномерную температуру
по длине ванны. В случае литья в
валковый кристаллизатор с ребордами
непосредственно к этим ребордам по-
дают 10—40% расплава в зависимо-
сти от АТпер расплава и параметров
литья.
Распределители для струйной пода-
чи используются однократно (графи-
товые) и многократно от пяти до не-
скольких сотен раз (металлические).
Чтобы исключить затвердевание рас-
плава в литниковых системах перед
заливкой, их нагревают. Нагрев мо-
Литье на подвижный кристаллизатор
575
жет осуществляться в печах, газовы-
ми горелками, за счет выделения
тепла при прохождении электрическо-
го тока через металлические или гра-
фитовые разливочные трубчатые эле-
менты.
Особенности литья разных материа-
лов. Основные параметры технологии
литья приведены в табл. 3.
Металлы. Ленты из алюминия,
цинка и свинца отливают методом
бесслитковой прокатки. Алюминиевую
.денту изготовляют по двум схемам
(см. рис. 1, д и е). Схема литья с пода-
чей расплава снизу имеет некоторые
преимущества перед схемой с верти-
кальным расположением валков и по-
дачей расплава сбоку: симметричные
условия формирования отливки, мень-
шая металлоемкость литниковой си-
стемы, более равномерная по ширине
валков температура.
Однако для получения ленты без га-
зовых пузырей и рыхлот требуется бо-
лее высокая степень дегазации рас-
плава, чем при литье по схеме, приве-
денной на рис. 1, д. Особое внимание
уделяется удалению оксидов и плен из
расплава, предназначенного для изго-
товления фольговой заготовки. С этой
целью жидкий металл фильтруют че-
рез керамические фильтры и проду-
вают азотом непосредственно в литни-
ковой системе (см. рис. 3, б). Для
предотвращения приваривания ленты
к валкам на них непрерывно наносят
смазку распылением графитосодержа-
щей эмульсии или кремнийорганиче-
ских соединений.
Цинк разливают в горизонтально или
наклонно расположенные валки. В ка-
честве разделительной смазки для вал-
ков применяют минеральные масла или
графитосодержащие эмульсии.
Ленты из свинца и свинцовых спла-
вов получают по схеме, приведенной
на рис. 1, г. Удовлетворительные ре-
зультаты дает также использование
этой схемы при литье в валковый
кристаллизатор с ребордами. В ка-
честве разделительных смазок при-
меняют минеральные масла, авиацион-
ный керосин и мыло в твердом со-
стоянии.
При литье алюминия и цинка с
В < 30% процесс неустойчив и лента
формируется с трещинами. При 8 >
>• 60% на поверхности ленты возни-
кают разрывы. Свинцовую ленту мож-
но изготавливать с 8 75%.
Особое значение имеет выбор соот-
ношения протяженности зон наморажи-
вания /н и прокатки Zn, а также общая
длина зоны формирования отливки /ф.
Так, при литье алюминия и цинка 1ф
обычно составляет 40—50 мм, а соот-
ношение /п//н = 34-4. С увеличением d
валков до 900 мм /ф может быть уве-
личено до 70—100 мм. Литье свинца
и его сплавов осуществляют в более
широких технологических пределах
при соотношении Zn/ZH До 1/5 и даже
1/10 при X до 1 мм.
Литье намораживанием на один ва-
лок алюминия или свинца осуще-
ствляют на валках из алюминиевых
сплавов без разделительной смазки.
Подачу расплава в зону формирова-
ния отливки проводят под затоплен-
ный уровень с таким расчетом, чтобы
скорость течения была минимальной и
одинаковой по всей ширине литнико-
вой коробки. Не допускается возник-
новение колебаний на поверхности
жидкой ванны от механических вибра-
ций литниковой системы. Ввод в
расплав модификаторов уменьшает раз-
нотолщинность отливок, повышает ус-
тойчивость процесса. Схема литья свин-
ца с нижним металлопроводом более
предпочтительна, чем с боковым, так
как в этом случае устраняется воз-
можность затекания расплава под эле-
менты литниковой системы, контак-
тирующие с валком.
Алюминий технической и высокой
чистоты получают по схеме, приведен-
ной на рис. 1, а, при w = 0,054-1 м/с
и /н= 204-150 мм. При wZ> 1 м/с и
ZH < 20 мм формирование ленты не-
устойчивое. Отливка, полученная при
w < 0,05 м/с и в случае /н > 150 мм,
имеет грубую свободную поверхность.
Оптимальная температура валка 100—
120 °C, протяженность зоны охлажде-
ния отливки составляет 0,25—0,5 дли-
ны окружности валка.
- Свинцовую ленту получают (см.
рис. 1,6) на валке диаметром 305 мм,
который погружен в расплав на глу-
бину 8—12 мм. Процесс устойчив при
w =0,24-1 м/с и температуре рас-
плава в ванне 370—380 °C.
3. Параметры процесса получения лент намораживанием на валках
4 Рабочая схема процесса литья Параметры
ленты процесса литья
Материал Толщина, мм Скорость литья, м/с АГпер.-С ^н ^охл
мм
В валковый кристаллизатор методом бесслитковой про- катки Алюминий 6—12 0,01—0,02 20—40 15—25 25—70
Цинк 3,2—8 0,015—0,025 20—30 12—20 25—50
Свинец и его сплавы 1—6 0,4—0,015 50—70 15—60 10—20
Хлористое серебро 0,3—0,4 0,06—0,1 40—60 35—45 12—20
Намораживанием на один валок Алюминий 0,8—3,5 0,2—1,0 50—80 40—150 500—1500
Свинец 0,25—1,25 0,3—1,0 40—60 25—100 0,3—0,6
В валковый кристаллизатор методом жидкой прокатки Чугун 0,75-1,5 0,6—1,4 60—100 40—70 —
Медные припои 0,65—1,5 0,6—1,2 60—120 —
Соли 0,5—1,2 0,05—0,015 40—80 50—60 —
Условные обозначения: А7"пер — температура перегрева расплава; /н и /охл — протяженность зон соот-
ветственно намораживания и охлаждения (обжатия).
ЛИТЬЕ НАМОРАЖИВАНИЕМ
Литье на подвижный кристаллизатор
677
Метод литья в валковый кристалли-
затор по схеме жидкой прокатки (см.
рис. 1, в) для получения лент из ме-
таллов не применяют, так как отливка
при выходе из валков разрушается.
Сплавы. Бесслитковую прокатку
лент из сплавов системы РЬ—Sb, Pb—
Sb—Sn используют для получения
фольги. Не вызывает затруднений и
литье свинцово-сурьмянистых акку-
муляторных сплавов, хотя ленты имеют
значительную химическую неоднород-
ность (в центре ленты сурьмы в 2 —
5 раз меньше, чем на ее поверхности).
Бесслитковой прокаткой можно по-
лучать ленты из сплавов А1—Мп и
Al—Mg, если А7кр < 40 °C. В лентах
из сплавов системы А1—Si (до и за-
эвтектических) наблюдается значитель-
ная ликвация.
Чугун и медно-фосфористые припои
получают (см. рис. 1, в) в условиях
свободного растекания расплава в вал-
ках и выливанием из валков до 20%
подаваемого в них расплава. Уровень
расплава в центре ванны около 60 мм
и на краях около 40 мм. Подача рас-
плава в валки осуществляется через
отверстия диаметром 4—8 мм в гра-
фитовой трубке. Шаг между отвер-
стиями назначают 15—35 мм, что
обеспечивает необходимый расход рас-
плава и исключает объединение струй
в потоки. Для получения лент тол-
щиной 1—1,5 мм скорость литья со-
ставляет 0,52—1,08 м/с.
Метод намораживания на один ва-
лок не пригоден для литья сплавов
с АТкр > 10 °C из-за неустойчивости
процесса литья и формирования ленты
со значительной зоной пористости.
Соли. Методом бесслитковой про-
катки получают тонкую (0,3—1,0 мм)
ленту из хлористого серебра. Литье
осуществляется по схеме, приведен-
ной на рис. 1, в, в валковый кристал-
лизатор с торцовыми ограничителями
в виде реборд (см. рис. 2, г). Расплав
в валки подают через отверстия d =
~ 1,5—2 мм. Чтобы обеспечить рав-
номерные условия затвердевания по
всей длине валков, непосредственно
к ребордам подводят до 30% расплава.
Процесс ведут с обжатием е = 704-
85%. В качестве разделительной
смазки для валков применяют авиа-
ционный керосин. Длина /ф = 504-
19 Ефимов
65 мм, диаметр валков 240 мм, ско-
рость литья 3—5 м/мин. Валки охла-
ждают водой, нагретой до 55—60 °C.
Рабочая температура валков 90—
Ленты из расплавов хрупких солей
получают методом литья в валковый
кристаллизатор с армированием от-
ливки. Подача расплава и параметры
охлаждения валков практически иден-
тичны параметрам при литье хлористо-
го серебра.
Качество отливок. Виды и причины
возможных дефектов. Свойства лент,
полученных намораживанием, опре-
деляют по рабочей схеме их получе-
ния. Скорость затвердевания отливки
достигает, мм/с: 2—10 при литье ме-
таллических расплавов и 0,2—0,5 при
литье солей.
Макроструктура лент,
полученных намораживанием метал-
лов на один валок, транскристаллит-
ная. Модифицирование уменьшает
транскристаллизацию, а в отдельных
случаях может обеспечить равноосное
строение. При литье в валки без обжа-
тия лента имеет двухзонное строение:
транскристаллическое наружных слоев
и равноосное в центре отливки. При
литье методом бесслитковой прокатки
структура определяется скоростью за-
твердевания и степенью обжатия. При
8 = 70-4-80% строение ленты из АгС1
и свинцовых сплавов преобретает тек-
стуру проката.
Макроструктура отливок значи-
тельно тоньше, чем у слитков, полу-
ченных в кристаллизаторе скольже-
ния, и мало отличается от структуры
наружных слоев слитков, полученных
литьем в электромагнитный кристал-
лизатор. Размер дендритной ячейки
в зависимости от параметров процесса
и толщины отливки составляет 5—
30 мкм. Механические свойства отли-
тых заготовок выше, чем у слитков
из тех же материалов, а при литье
G обжатием приближаются к горяче-
катаным полосам.
Качество поверхности ленты зави-
сит от технологической схемы их полу-
чения. При намораживании на один
валок шероховатость поверхности
ленты, сформировавшейся в контакте
с ним, меньше, чем у рабочей поверх-
ности кристаллизатора (7?z примерно
S78
Л ИТЬЕ НАМОРАЖИВАЯ ИЕМ
Рис. 4. Схемы установок для литья
намораживанием:
а — свинцовой ленты на одном валке
(фирма Cominko); б — припоев в валко-
вый кристаллизатор; в — алюминиевого
листа бесслитковой прокаткой; 1 — печь;
2 — промежуточный металлоприемник;
3 — металлопровод; 4 — кристаллизатор;
5 — транспортирующее устройство; 6 —
сматывающее устройство; 7 — спрейер;
8 — насос; 9 — лента; 10 — литниковая
система
в 2 раза меньше). Свободная поверх-
ность формируется более шероховатой.
Параметр шероховатости зависит от
чистоты металла, температуры залив-
ки, наличия модификатора, скорости
литья, высоты ванны и т. д. В опти-
мальных условиях обеспечивается по-
лучение свободной поверхности ленты
из алюминия и свинца технической
чистоты с параметром шероховатости
Rz = 15-4-30 мкм. Ленты из сплавов
со стороны свободной поверхности
имеют зону пористости.
При литье методом бесслитковой
прокатки шероховатость поверхности
лент соответствует шероховатости по-
верхности валков. Ленты, отлитые по
схеме на рис. 1, в, имеют более шерохо-
ватую поверхность, чем валки. Соот-
ношение параметров Rz лент и шлифо-
ванных валков составляет: 2—4 при
литье металлических сплавов; 10—
30 при литье солей.
Разнотолщинность лент присуща
всем схемам литья. При литье бесслит-
ковой прокаткой она несколько выше
разнотолщинности при горячей про-
катке. При литье в валки без обжатия
разнотолщинность лент из медных
припоев достигает 20—50% в резуль-
тате тепловой деформации валков н
недостаточной устойчивости процесса
формирования отливки. Применение
валков с' цилиндрическими упорами
и циркуляционной системой охлажде-
ния (см. рис. 2, г) обеспечивает полу-
чение лент из солей с минимальной
разнотолщинностью до ±0,03 мм. Раз-
нотолщинность лент, полученных на-
мораживанием на валок, превышает
10% даже при оптимальных пара-
метрах литья.
Дефекты лент следующие:
разнотолщинность, трещины, неодно-
родность структуры и пористость.
Основной причиной их возникновения
является неоднородность условий фор-
мирования отливки по длине валка,
которая возникает вследствие нару-
шения условий подачи расплава к вал-
кам, неравномерности нанесения смаз-
ки на валок, налипания на валок ча-
стиц материала отливки, затекания
расплава в зазор между насадкой и
валком, нарушения режима охлаж-
дения кристаллизатора.
Оборудование. Схемы промышленный
установок трех основных способов по-
лучения лент намораживанием приве-
дены на рис. 4. Их основными узлами
являются: водоохлаждаемый кристал-
лизатор, состоящий из одного или
пары валков-кристаллизаторов, ста-
нины, валковой клети, механического
привода валков, электрического при-
вода, обеспечивающего плавное ре-
гулирование частоты вращения кри-
сталлизатора, устройства для сматы-
вания ленты в рулон, приспособле-
ния для разрезки ленты без остановки
процесса литья.
В зависимости от схемы литья, ма-
териала заготовки и требований к ее
качеству установки могут быть обо-
рудованы следующими специальными
узлами:
приспособлением для обработки кро-
мок ленты из Al, Zn и сплавов на их
Литье в стационарный кристаллизатор
679
основе в процессе литья заготовок под
прокатку;
устройством для резки ленты из
чугуна, медных припоев и свинца на
мерные листы в процессе ее получения;
устройством для нанесения жидкой
смазки на валки в процессе литья
(получение ленты из металлов, спла-
вов и хлористого серебра по схеме
бесслитковой прокатки);
системой двухконтурного водяного
охлаждения валков (литье высокоточ-
ных тонких лент), которая состоит из
теплообменника для подогрева и
охлаждения теплоносителей водой, на-
соса для транспортирования теплоно-
сителя и автоматической системы под-
держания температурного режима
теплоносителя;
автоматизированной гидравлической
системой сжатия валков.
Основные параметры применяемого
технологического оборудования при-
ведены в табл. 4.
2. Литье в стационарный
кристаллизатор
Технологические основы. Схемы
литья, формирование от-
ливки. Отличительными особенно-
стями процесс? литья в стационарный
кристаллизатор являются сифонный
подвод металла к кристаллизатору,
отсутствие стержня и извлечение от-
ливки вверх. Для получения длинно-
мерных заготовок применяют схему
литья, обеспечивающую непрерывное
формирование отливки в виде трубы
(рис. 5).
Жидкий металл с температурой Тзал
из ковша 1 через металлопровод 2 и
стакан 3 подают в водоохлаждаемый
кристаллизатор 4. Образующую тело
отливки корку 5 непрерывно извле-
кают вверх. Уровень металла в лит-
никовой системе поддерживают по-
стоянным. Процесс может быть непре-
рывным и полунепрерывным. В первом
случае отливку разрезают на мерные
части в процессе литья над тянущим
устройством 6 с помощью специаль-
ного механизма 7.
Извлечение отливки осуществляют
по циклическому режиму, при кото-
ром ее движение на высоту А Я че-
редуется с остановкой относительно
580
ЛИТЬЕ НАМОРАЖИВАНИЕМ
Рис. 5. Схема непрерывного литья
намораживанием
неподвижного кристаллизатора. Ско-
рость извлечения определяют из вы-
ражения
w — АН/ 1ц,
где = /дв + ^ост — время полного
цикла, складывающееся из времени
движения (/дв) и времени остановки
(^ост)-
Значение tn обратно пропорцио-
нально частоте (/) циклов вытяжки
отливки: /ц = 1//. Время (/н) намора-
живания отливки определяют высо-
той жидкой ванны металла (Нмет) в
кристаллизаторе и w:
tn= Н мет/и>.
4 5) 6)
Рис. 6. Схема циклического литья
намораживанием
Для получения заготовок мерной
длины типа втулок без операции по-
резки в процессе вытяжки применяют
схему циклического литья, при кото-
рой длина заготовки равна высоте
кристаллизатора (рис. 6).
Жидкий металл подают в водоохла-
ждаемый кристаллизатор 1 через ме-
таллопровод и соединительный ста-
кан 3 до заполнения на заданную
высоту. После этого подачу металла
прекращают и делают выдержку /н
для намораживания необходимой тол-
щины стенки заготовки (см. рис. 6, а).
Затем затвердевшую корку 4 полностью
извлекают из расплава 2 и кристалли-
затора (см. рис. 6, б). В процессе ее
удаления металл, находящийся в осе-
вой части, попадает на освобождаю-
щиеся стенки кристаллизатора и на-
чинается формирование следующей за-
готовки 4'. При этом в кристаллизатор
подают новую порцию расплава и
вновь заполняют его до заданного
уровня (см. рис. 6, в).
Таким образом, затвердевание ме-
талла в кристаллизаторе происходит
непрерывно в течение всего времени
литья, а извлечение отливок и подачу
металла осуществляют циклически с
заданным периодом, равным /н. При-
чем в каждом цикле затвердевает
только периферийная часть объема
жидкого металла, участвующего в
формировании данной отливки. Тол-
щина стенки отливки для обеих схем
литья определяется интенсивностью
отвода тепла, временем наморажива-
ния, теплофизическими характеристи-
ками и температурой заливаемого рас-
плава.
Минимальная толщина £mln стенки
отливки зависит от прочности затвер-
девшей корки:
Emin Р/(2лг1ов),
где Р — усилие вытяжки; — ра-
диус отливки; ов — среднее по сече-
нию временное сопротивление мате-
риала отливки в момент вытяжки.
Верхний предел толщины стенки
ограничен условиями выливаемости
расплава.
Для стабильного получения задан-
ной толщины необходимо в течение
всего времени процесса обеспечивать
постоянство технологических пара-
Литье в стационарный кристаллизатор
581
метров 7зал и /н. В производственных
условиях часто наиболее сложно вы-
держать постоянство Тзал. При не-
возможности соблюдения этого усло-
вия (заливка из ковша без подогрева)
в процессе заливки необходимо умень-
шить /н пропорционально сниже-
нию 7зал.
Температурный режим
жидкого металла оказывает
существенное влияние на стабильность
процесса литья и качество заготовок.
Температуру выбирают с учетом по-
терь на всех участках от заливочного
ковша до кристаллизатора. Для умень-
шения тепловых потерь литниковую
систему необходимо нагревать перед
началом разливки до температуры
7нач 2Тзал/3, применять для ее
изготовления малотеплопроводные ма-
териалы (например, легковесный или
ультралегковесный шамот), экраниро-
вать заливочную чашу. В этом слу-
чае падение температуры в литнико-
вой системе, например, при литье чу-
гуна даже в начальный момент не
превышает 25 °C, а в процессе литья
составляет 5—10 °C.
Подача металла порциями и перио-
дическое извлечение отливок обуслов-
ливают циклическое изменение тем-
пературы жидкого металла в кристал-
лизаторе. Причем при установившемся
процессе литья эти изменения имеют
квазистационарный характер. Уровень
температуры жидкого металла в кри-
сталлизаторе оказывает заметное влия-
ние на скорость затвердевания (про-
изводительность процесса) и на сте-
пень шероховатости внутренней по-
верхности.
Тепловой режим кри-
сталлизатора определяется
технологическими параметрами литья
и теплофизическими характеристиками
материала рабочей втулки. Периоди-
ческий контакт внутренней поверх-
ности кристаллизатора с жидким ме-
таллом вызывает циклическое (пило-
образное) изменение температуры этой
поверхности в значительных пределах.
В общем случае внутренняя поверх-
ность кристаллизатора работает в ус-
ловиях установившегося режима пе-
риодического нестационарного изме-
нения температуры.
Температура водоохлаждаемой по-
верхности изменяется в значительно
меньших пределах. Например, при
литье чугуна в стальной кристалли-
затор размах колебаний температуры
внутренней поверхности может су-
щественно превышать 100 °C, а изме-
нение температуры водоохлаждаемой
поверхности — в пределах 10—20 °C.
Тепловое состояние от-
ливки в период ее формирования
в кристаллизаторе характеризуется мо-
нотонным понижением температуры
нар) наружной поверхности, нахо-
дящейся в контакте со стенкой кри-
сталлизатора, и постоянством темпе-
ратуры внутренней поверхности (Тв),
соответствующей температуре затвер-
девания. Фронт роста корки переме-
щается в радиальном направлении от
стенки кристаллизатора. После извле-
чения отливки из кристаллизатора
происходит перераспределение темпе-
ратуры по толщине стенки и разогрев
наружной поверхности за счет вну-
тренних слоев, так как Тв > 7"нар-
Затем осуществляют охлаждение всей
отливки с требуемой скоростью.
На этом этапе можно в широких
пределах изменять условия охлажде-
ния отливки и тем самым оказывать
существенное влияние на формирова-
ние ее конечной структуры и механи-
ческих свойств, что особенно важно
при литье заготовок из чугуна.
Технологическая оснастка подразде-
ляется на постоянную (кристаллиза-
тор) и разовую (литниковая си-
стема).
Кристаллизатор является
основным технологическим узлом, в
котором происходит затвердевание от-
ливки. Его конструкция должна удо-
влетворять следующим требованиям:
отводить тепло от поверхности отлив-
ки с заданной интенсивностью; обеспе-
чивать постоянство размеров и формы
рабочей полости; гарантировать гер-
метичность в процессе литья; обеспе-
чивать заданную долговечность ра-
боты .
Для циклического литья применяют
кристаллизатор, состоящий из ста-
ционарной водоохлаждаемой формы,
в которой происходит затвердевание
основной части отливки, и разъемных
водоохлаждаемых захватов, в кото-
582
ЛИТЬЕ НАМОРАЖИВАНИЕМ
Рис. 7. Кристаллизатор для цикличе-
ского литья:
1 — рабочая втулка. 2 - кожух; 3 и 4 —
патрубки соответственно подводящий и от-
водящий; 5 — захваты
рых формируется ее затравочная часть
(рис. 7).
Захваты одновременно являются
элементом механизма вытяжки литей-
ной машины и могут перемещать-
ся возвратно-поступательно в вер-
тикальной плоскости. На их внутрен-
ней поверхности выполняют кольце-
вой выступ, с помощью которого от-
ливку извлекают из стационарной
формы и удерживают в механизме
вытяжки при ее транспортировании.
Перед каждой подачей новой порции
жидкого металла в кристаллизатор
их устанавливают на верхний торец
стационарной формы. Захваты вы-
полняют, как правило, из стали.
При непрерывном литье применяют
кристаллизатор, состоящий только из
Рис. 8. Металлопровод:
1 — металлический кожух; 2 и 3 - огне-
упорная набивка; 4 — лимитирующий
элемент
стационарной водоохлаждаемой формы.
Для литья стали рабочую втулку из-
готовляют из меди или ее сплавов
(например, Си + (0.54-0,7) % Сг). При
литье чугуна для изготовления рабо-
чей втулки используют чаще всего
среднеу.глеродистую сталь. Литье цвет-
ных сплавов проводят в кристалли-
затор с графитовой рабочей втулкой,
которую запрессовывают в металли-
ческую водоохлаждаемую рубашку.
Во всех случаях внутреннюю (рабо-
чую) полость втулки выполняют ко-
нусной с увеличением диаметра на
0,2—2,0 мм в направлении извлечения
отливки. Для обеспечения равномер-
ного теплоотвода от отливки на вну-
тренней поверхности рабочей втулки
по периметру могут выполняться про-
дольные пазы вдоль образующей глу-
биной 0,3—1,0 мм с шагом 5—20 мм.
Литниковая система со-
стоит из металлопровода и стакана
и служит для сифонной подачи жид-
кого металла в кристаллизатор в про-
цессе литья. Она рассчитана на одну
разливку независимо от ее продол-
жительности. При каждой подготовке
литейной машины к* разливке уста-
навливают новую литниковую сис-
тему.
Металлопровод (рис. 8)
должен обеспечивать подачу расплава
в кристаллизатор в течение всего вре-
мени литья. Его изготовляют из ма-
териала с высокой огнеупорностью,
прочностью при рабочих температу-
рах, минимальной теплопроводностью
и инертностью к заливаемому металлу.
Чаще всего металлопровод выполняют
комбинированным. Каналы оформляют
из набивной огнеупорной массы либо
набирают из огнеупорных трубчатых
элементов по ГОСТ 11586—69. В ка-
честве теплоизолятора применяют лег-
ковесный или ультралегковесный ша-
мотный кирпич, например ШЛ-0,4 по
ГОСТ 5040—78. Геометрические па-
раметры металлопровода определяют
по формулам
р __ Г ^ОТЛ (^1 ) //•’]•
4 Яотл-Яр
Г2 = Г, 1//7отл (d=-^)/rf2/(Z|x ~|/2g),
где Fr и F2 — площади поперечного
сечения соответственно заливочной ча-
Литье в стационарный кристаллизатор
583
ши и лимитирующего элемента; dlt
4g и Яотл — наружный, внутренний
диаметры и высота отливки; Яр —
высота уровня металла в системе
кристаллизатор—металлопровод, ко-
торая устанавливается после извлече-
ния отливки без долива расплава;
t — время перетекания расплава из
чаши в кристаллизатор; р = 0,5-4--
0,6 — коэффициент расхода метал-
лопровода.
Стакан (рис. 9) служит для со-
единения металлопровода с кристал-
лизатором. Чтобы избежать разруше-
ния под действием периодически на-
растающей и удаляемой корки в месте
сопряжения стакана с рабочей втул-
кой кристаллизатора, его изготовляют
из плотного и прочного при высоких
температурах материала. К другим
характеристикам стакана относятся:
высокая огнеупорность, минимальная
теплопроводность и теплоаккумули-
рующая способность, химическая ней-
тральность по отношению к заливае-
мому расплаву.
Наиболее полно этим требованиям
отвечает комбинированный стакан. На-
пример, верхнюю торцовую поверх-
ность, на которой происходит затвер-
девание металла, выполняют из гра-
фита марки АРВ, а внутреннюю ци-
линдрическую полость — из шамото-
графита. Снаружи стакан теплоизо-
лируют ультралегковесным шамотным
кирпичом. Место его сопряжения с ме-
таллопроводом заделывают огнеупор-
ной массой и высушивают.
При непрерывном литье для осуще-
ствления начала процесса применяют
затравку постоянного пользования и
соединительные лапки разового при-
менения из стальных полос толщиной
2—4 мм. Затравка представляет собой
трубу, наружный диаметр которой ра-
вен диаметру отливаемой заготовки.
Особенности литья различных спла-
вов. Чугун. Для получения заго-
товок с пластинчатым графитом без
структурно-свободного цементита в
основном используют доэвтектический
чугун со степенью эвтектичности =
= 0,8-4-0,95, а также чугуны, леги-
рованные, %: Сг 0,1—0,4; Ni 0,2—0,6;
Си 0,2—1,0; применяют также в ка-
честве легирующих элементов А1ю,
W и V в пределах 0,1 —1,0%.
Рис. 9. Стакан:
.1 — кольцо; 2 — втулка; 3 — теплоизо-
ляция; 4 — огнеупорная замазка; 5 —
металлопровод; 6 — кристаллизатор
Для модифицирования используют
скрытокристаллический графит
(ГОСТ 5420—74), ферросилиций ФС75
(ГОСТ 1415—78), силикокальций
(ГОСТ 4762—71) и другие модифика-
торы (0,1—0,3 % от массы жидкого
металла). Лучшие результаты дает при-
менение модификаторов в виде меха-
нической смеси.
С повышением степени эвтектичности
чугуна и увеличением диаметра от-
ливки скорость затвердевания умень-
шается (рис. 10). Увеличение 5Э при-
водит также к повышению содержания
феррита в структуре отливок.
Условия формирования отливки при
литье намораживанием обеспечивают
равномерность структуры и свойств
по высоте и периметру отливки, однако
определяют различную скорость за-
Рис. 10. Зависимость удельной мас-
совой скорости G намораживания от
степени эвтектичности 5Э чугуна:
1 и 2 для отливок диаметром 157 и
97 мм
584
ЛИТЬЕ НАМОРАЖИВАНИЕМ
Рис. 11. Влияние кинетики намора-
живания корки:
1 — на градиент температуры dT/d^ на
фронте затвердевания; 2 — на скорость
изменения температуры dT/dt поверхно-
сти отливки; 3 — на расстояние I между
осями дендритов второго порядка; 4 —-
на относительную плотность у дендритной
структуры
твердевания и неоднородность струк-
туры в поперечном сечении.
В начальный момент затвердевания
в результате непосредственного кон-
такта рабочей поверхности кристал-
лизатора с жидким металлом скорость
изменения температуры на поверх-
ности отливки составляет около 450 °C.
Затвердевание чугуна в этот момент
происходит со скоростью, превышаю-
щей 2 мм/с. С увеличением толщины |
намораживаемой корочки эта скорость
заметно снижается и, например, при
£ = 12 мм не превышает 0,5 мм/с.
В этих условиях скорость изменения
температуры на наружной поверх-
ности отливки составляет около
10°С/с (рис. 11). Соответственно на
наружной поверхности отливки обра-
зуется зона замороженных кристаллов.
По мере увеличения толщины за-
твердевшего слоя может формировать-
ся зона столбчатых кристаллов, а
затем создаются условия для роста
глобулярных образований с разориен-
тированными дендритами аустенита.
Плотность дендритной структуры (от-
ношение площади, занятой дендрита-
ми, к площади междендритных участ-
ков) снижается с удалением от наруж
ной поверхности отливки (см. рис. 11)-
В наружных слоях отливки могут
иметь место включения междендрит-
ного графита. Протяженность зоны
существования такого графита, ко-
торая обычно уходит в припуск на
обработку, определяется значением
dTld^ 100 °С/мм. Зона отливки с
развитым пластинчатым графитом фор-
мируется при dTld% <1 60 сС/мм. Для
уменьшения зоны с междендритным
графитом необходимо снижать интен-
сивность отвода тепла в начальный
период затвердевания.
Охлаждение отливки после извле-
чения из кристаллизатора по опреде-
ленному режиму позволяет получать
перлитную, перлитно-ферритную или
ферритную металлическую матрицу.
Так, экранирование отливок в тече-
ние 120—180 с (скорость охлаждения
0,3—0,5 °C/с) с последующим охла-
ждением на воздухе обеспечивает по-
лучение перлитной матрицы. Охла-
ждение с экраном в течение всего
времени приводит к получению фер-
ритно-перлитной или ферритной ма-
трицы.
Технологические режимы при не-
прерывном литье трубных заготовок
из серого чугуна с Sg — 0,94-0,95
определяют по номограмме (рис. 12).
При литье высокопрочного чугуна
(ВЧ) химический состав выдерживают
в следующих пределах, % (мае. доля):
С 3,2—3,6; Si 2,0—2,8; Мп 0,3—1,2;
Р 0,1; S 0,03. Используют также
легированные ВЧ с содержанием, %
(мае. доля): Сг 0,2—0,5; Ni 0,5—1,5;
Си 0,2—1,0; Мо 0,3—1,0. Для изго-
товления изделий отливки исполь-
зуются в литом состоянии или после
термообработки.
Сталь затвердевает с большей
скоростью, чем чугун. Поэтому литье
стали должно проходить при макси-
мальном увеличении интенсивности
теплоотвода от затвердевающей от-
ливки, что определяет более высокую
производительность процесса ее литья
по сравнению с чугуном.
Физико-механические свойства
стальных трубных заготовок, получае-
мых по схеме, приведенной на рис. 5,
даны в табл. 5.
Литье в стационарный кристаллизатор
585
Микроструктура углеродистой ста-
ли в литом состоянии — ферритно-
перлитная, хромоникелевой — аусте-
нитная. В микроструктуре наблюдает-
ся вытянутое зерно в направлении
теплоотвода. По мере удаления от
наружной поверхности ориентация зе-
рен становится менее заметной.
Медные сплавы. При литье
меди, латуни ЛС59-1, бронзы БрА9ЖЗ
и некоторых других сплавов отливки
получают со значительной разно-
стенностью в поперечном сечении. Это
вызвано особенностями кристаллиза-
ции.
Главным условием развития зон
преимущественной ориентации яв-
ляется наличие направленного тепло-
вого потока, способствующего росту
столбчатых кристаллов. Рост кристал-
лов с менее благоприятной ориенти-
ровкой заглушается. Для устране-
ния этого явления необходимо сни-
жать интенсивность теплоотвода и
обеспечивать его равномерность по
периметру отливки, выбирать опти-
мальную температуру расплава, вво-
дить модифицирующие добавки и т. п.
Например, отливки из сплава меди
с 0,5—0,7% Сг, в котором добавки
хрома оказывают модифицирующее
влияние, формируются с равномерной
толщиной стенки. Заготовки из оло-
вянных бронз (БрО5Ц5С5 и
БрО4Ц4С17) также намораживаются
равностенными. Структура заготовок
из этих материалов с большим значе-
нием А7Кр не имеет резко выражен-
ного направленного строения. Время
намораживания (/н) определяется ма-
Рис. 12. Номограмма для определе-
ния технологических режимов литья
Диаметр отливки, мм:
7—70; 2 — 100; 3 — 140; 4 — 170; 5 —
/ = 0,5 Гц; 6 — 0,75; 7 — 1,0; 8 — 1,25;
9 — 1,5 Гц; 10 — Нм = 0,15 м; 11 — 0,2;
12 — 0,25; 13 — 0,3 м; f — частота цик-
лов вытяжки отливки; Н., — высота
м
металла в кристаллизаторе; АН — пере-
мещение отливки за один цикл; (й — ско-
рость выхода отливки из кристаллизатора
териалом и толщиной стенки заготов-
ки (рис. 13).
При литье сплавов на основе меди
применяют комбинированные кри-
5. Физико-механические свойства стальных отливок
Марка стали а_, МПа £1 б KCV» МДж/м1 НВ р, кг/м1
%
В литом состоянии
40 680 I 9,1 9,9 0,343 174 1 7820
Х15Н13ЮЗ 610 I 32,5 32,2 1,578 сиге 7660
40 590 22,2 42,6 1,117 146 7820
Х15Н13ЮЗ 680 24,8 25,0 0,524 7660
586
ЛИТЬЕ НАМОРАЖИВАНИЕМ
Рис. 13. Зависимость толщины стенки
отливки от времени намораживания:
1 и 3 — для бронз соответственно
БрО5Ц5С5 и БрАЭЖЗ; 2 — для латуни
ЛС59—1; х„ =
м н
сталлизаторы с графитовой рабочей
втулкой. Отливки получаются с вы-
сокими физико-механическими свой
ствами (табл. 6).
Качество отливок. Виды и причины
возможных дефектов. Поверхность от-
ливки, формирующаяся на кристалли-
заторе, гладкая. Трубные заготовки,
получаемые методом непрерывного
литья, на наружной поверхности имеют
неспаи, которые представляют собой
отпечаток от стакана на торце на-
чальной корки. Неспаи расположены
на расстоянии А77 друг от друга.
Глубина их может составлять 0,5—
3,0 мм. Для уменьшения глубины
неспаев необходимо выбирать режим
извлечения отливок с минимальным
Z0CT, применять стакан с рабочим бур-
том из малотеплопроводного мате-
риала, использовать кристаллизато-
ры с неохлаждаемой нижней частью.
Внутренняя поверхность отливок, по-
лучаемая непосредственно из расплава,
может иметь значительную шерохова-
тость и бугристость. Указанные де-
фекты уменьшаются с увели-
чением Тзад.
При литье технических сплавов со
стороны внутренней поверхности от-
ливки образуется пористая зона глу-
биной от десятых долей до нескольких
миллиметров. Она формируется вслед-
ствие затвердевания жидкой фазы
после извлечения отливки из кристал-
лизатора, когда уже отсутствует под-
питка фронта затвердевания перегре-
тым расплавом. Для устранения этих
недостатков необходимо заливать ме-
талл при оптимальной постоянной
температуре с целью минимизации
протяженности двухфазной зоны пе-
ред фронтом затвердевания и приме-
нять перемешивание расплава в кри-
сталлизаторе. Пористая зона должна
уходить в припуск на механическую
обработку.
Разностенност ь. Отливки
могут иметь разностенность 0,5—
3,0 мм в поперечном и осевом сече-
ниях. Для устранения этого недостатка
либо сведения его к минимуму необхо-
димо создавать условия, обеспечиваю-
щие равномерный по периметру и
оптимальный для каждого материала
теплоотвод от поверхности отливки в
течение всего времени намораживания.
При литье по схеме, приведенной на
рис. 6, необходимо также создавать
равномерные по периметру восходя-
щие потоки расплава вдоль фронта
затвердевания и минимальное время
6. Физико-механические свойства отливок из меди
и ее сплавов
Материал отливки МПа о НВ б, % р, kf/m*
Медь 65 II 8960
Бронза БрО5Ц5С5 300 75 20—24 8700
Си + (0,54-0,7) % Сг 320 60—78 45 8945
Латунь ЛС59-1 440—470 юз 39 8400
Ли1ьс в стационарный кристаллизатор
587
заполнения кристаллизатора при по-
даче каждой новой порции металла.
При литье по этой схеме верхняя за-
травочная часть отливки, как пра-
вило, уходит в припуск на торцовку.
Оборудование. Для изготовления
трубных и мерных заготовок исполь-
зуют следующее оборудование.
Литейная машина для
полунеп рерывного
литья трубных заготовок (рис. 14)
состоит из сварной станины /, приво-
да 2, кулачкового механизма 3, си-
стемы рачагов 4, тянущих 5 и удержи-
вающих 6 захватов и механизма
подъема литниковой системы 7. В ма-
шине предусмотрены два ручья с
автономным управлением скоростью
вытяжки на каждом из них.
Техническая характеристика
литейной машины
полунепрерывного литья труб
Размеры отливок, мм:
наружный диаметр . . 50—170
длина................. 5000
толщина стенки . . . 10—30
Число ручьев.......... 2
Скорость вытяжки, м/с 0,0025—0,08
Частота циклов вытяж-
ки, Гц ...............0,25—2,0
Установленная мощ-
ность привода, кВт ... 17
Расход оборотной охла-
ждающей воды, м3/ч . . 36
Масса, кг............. 5200
Габаритные размеры, ма-
шины, мм..............2100Х3000Х
Х3600
Установка для цикли-
ческого литья намора-
живанием мерных отливок пред-
ставляет собой полуавтоматическую
линию, состоящую из заливочного
устройства, литейной машины, при-
емно-транспортирующего устройства с
термокамерой и накопительного бун-
кера. Порционная подача жидкого
металла в литниковую систему осу-
ществляется оператором с пульта
управления.
Литейная машина (рис. 15) состоит
из сварной станины /, на которой смон-
тированы подъемный стол 2 для ме-
таллопровода 3, кронштейн 4 для
крепления стационарного кристалли-
Рис, 14. Литейная машина для полу-
непрерывного литья труб
затора 5, поворотная плита 6 с двумя
механизмами вытяжки 7, на которых
установлены подвижные ползуны для
крепления водоохлаждаемых захва-
тов, механизм поворота 8 и гидроамор-
тизатор 9 двустороннего действия.
На станине и поворотной плите за-
креплены пневмораспределители, тру-
бы и шланги для подачи воды и воз-
духа, концевые выключатели и другие
элементы электро-, пневмо- и гидро-
аппаратуры.
Механизмы вытяжки имеют воз-
вратно-поступательное движение в
вертикальной и возвратно-вращатель-
ное движение в горизонтальной пло-
скости. Литейная машина может быть
выполнена с возвратно-поступатель-
ным (челночным) перемещением меха-
низмов вытяжки в горизонтальной
плоскости. Все операции (извлечение
отливки из кристаллизатора, ее транс-
портирование к месту разгрузки и
удаление из литейной машины) осу-
ществляется в автоматическом режиме.
Время намораживания отливки за-
дается оператором перед началом раз-
ливки с помощью реле времени.
Приемно-транспортирующее уст-
ройство выполняется в виде конвейера
с горизонтальной несущей поверх-
ностью. Режим его движения моно-
тонный или шаговый. С конвейера
отливки сбрасываются в накопитель-
ный бункер. При литье чугуна кон-
588
ЛИТЬЕ НАМОРАЖИВАНИЕМ
Рис. 15. Машина цикличе-
ского литья наморажива-
нием
вейер снабжается проходной экрани-
рующей или нагреваемой термока-
мерой.
Техническая характеристика
литейной машины циклического литья
Размеры отливок, мм:
наружный диаметр . . 50—220
высота ............. 100—250
толщина стенки . . . 10—30
П р о из во дител ь ность,
шт/ч ................. 60—180
Расход оборотной охла-
ждающей воды, м3/ч . . 20
Привод..................Пневмати-
ческий
Рабочее давление возду-
ха, МПа................... 0,5
Расход воздуха, нм3/ч . . 100
Система управления . . Электри-
ческая
Режим управления ра-
ботой машины..........Ручной и
автомати-
ческий
Масса, кг............. 1500
Габаритные размеры ма-
шины, мм............... 1000Х 1500Х
Х2000
3. Эффективность технологии
и перспективы ее развития
Отделение литья заготовок намора-
живанием состоит из следующих основ-
зтков: плавильного, обспечи-
вающего непрерывную или периоди-
ческую выдачу жидкого металла; за-
ливочного, на котором установлены
литейные машины; хранения, кон-
троля и сдачи отливок; изготовления
и хранения технологической оснастки
(металлопроводов, соединительных ста-
канов, насадок и т. д.).
Основным требованием при работе
литейной машины является беспере-
бойная подача расплава с постоянной
температурой в заливочное устрой-
ство. При литье на валках лент, ис-
пользуемых вместо проката или в ка-
честве заготовок для последующей
холодной прокатки, эффективность со-
здается в результате повышения вы-
хода годной продукции на стадии
литья и исключения затрат, идущих
на горячую и холодную прокатку
слитка до толщины литой ленты.
По данным Ленинградского завода
ОЦМ, эффективность технологии
литья методом бесслитковой прокатки
листа составляет 26,8 руб на тонну
алюминиевой фольги.
Метод эффективен при получении
лент из более дешевых новых мате-
риалов вместо традиционных дорого-
стоящих (литье из хрупких припоев,
заменителей серебросодержащих ма-
териалов и т. п.) и при создании ма-
териалов с уникальными эксплуата-
ционными свойствами для объектов
новой техники (ленты из солей, арми-
Список литературы
589
рованных и плакированных компози-
ционных материалов).
Литье намораживанием в стацио-
нарные кристаллизаторы обеспечивает
снижение трудоемкости изготовления
отливок и увеличение производитель-
ности труда по сравнению с литьем
в разовые песчано-глинистые формы и
центробежным методом. Способ позво-
ляет практически полностью отказать-
ся от формовочных и связующих ма-
териалов, существенно улучшить са-
нитарно-гигиенические условия рабо-
ты в литейных цехах благодаря лик-
видации таких операций, как смесе-
приготовление, изготовление форм и
стержней, выбивка, обрубка и очистка
литья. Высокая эффективность метода
состоит в том, что практически устра-
няет такие дефекты отливок, как га-
зоусадочная пористость, газовые ра-
ковины и неметаллические включения.
Заготовки имеют повышенную плот-
ность и прочность, а детали, получае-
мые из них, — высокие эксплуатацион-
ные характеристики.
Так, поршневые кольца диаметром
150 мм из серого чугуна, изготовлен-
ные из маслот, отлитых наморажива-
нием, имеют на 10—40% лучшие ме-
ханические свойства по сравнению
с кольцами из маслот, отлитых в
стержневые формы. Использование та-
ких колец для ремонта дизелей
124 15/18, ЧН 13/22 и других приво-
дит к увеличению их межремонтного
ресурса в 2—3 раза и снижению рас-
хода масла на угар в 2—2,5 раза.
Перспективы развития. Литье лент
методом бесслитковой прокатки пер-
спективно и будет развиваться с даль-
нейшим расширением диапазона полу-
чаемых заготовок, увеличением но-
менклатуры заливаемых сплавов и по-
вышением производительности литей-
ной машины в основном за счет уве-
личения диаметра валков-кристалли-
заторов и использования новых мате-
риалов для изготовления валков и
основных элементов литниковых си-
стем.
Методы литья в валковый кристалли-
затор обладают значительными воз-
можностями при получении армирован-
ных и плакированных материалов.
В ряде случаев эти методы могут ока-
заться единственно возможными для
получения материалов с уникальными
эксплуатационными свойствами.
Литье намораживанием в стацио-
нарный кристаллизатор применяют для
получения маслотных заготовок пор-
шневых колец из серого и высокопроч-
ного чугунов, безбуртовых и мало-
буртовых гильз двигателей и компрес-
соров, заготовок шестерен, втулок
различного назначения из сплавов
черных и цветных металлов. Развитие
технологии будет осуществляться в
направлении расширения номенкла-
туры отливок по геометрическим па-
раметрам и разливаемым материа-
лам, а также снижения припусков на
механическую обработку.
Список литературы
1. Анисович Г. А., Баранов-
ский Э. Ф., Степаненко А. А., Тю-
люкин В. Н. Исследование теплооб-
мена между отливкой и формой при
литье в валковый кристаллизатор//
Докл. АН БССР. 1977. Т. XXI.
№ 11. С. 995—998.
2. Анисович Г. А., Бевза В. Ф.
Охлаждение отливки при цикличе-
ском литье намораживанием//Докл. АН
БССР. 1986. Т. XXX. № 11. С. 991—
994.
3. Анисович Г. А., Бевза В. Ф.,
Мазько В. С. Расчет металлопровода
для подачи металла в кристаллизатор//
Изв. АН БССР. Сер. физико-техн,
наук. 1985. № 4. С. 48—50.
4. Анисович Г. А., Бевза В. Ф.,
Рябовол В. М., Ханин Б. Л. Отливка
заготовок поршневых колец методом
намораживания//Двигателестроение.
1985. № 5. С. 23—25.
5. Баландин Г. Ф. Литье намора-
живанием. М.: Машгиз, 1962. 263 с.
6. Барановский Э. Ф., Ильюшен-
ко В. М., Степаненко А. А., Тюлю-
кин В. Н. Определение параметров
непрерывного литья свинцовых спла-
вов в валковый кристаллизатор//
Цветные металлы. 1980. № 5. С. 75—
77.
7. Барановский Э. Ф.» Кула-
гин Е. В., Ткаченко А. В., Тюлю-
кин В. Н. Управление процессом за-
твердевания отливки в валковом кри-
сталлизаторе с ребордами//Интенси-
590
ЭЛ ЕКТРОШЛ АКОВОЕ ЛИТЬЕ
фикация литейных процессов и улуч-
шение качества литых заготовок в про-
изводстве экономичных профилей из
цветных металлов и сплавов. М.:
Металлургия, 1986. С. 58—63.
8. Барановский Э. Ф., Севастья-
нов П. В. Исследование температур-
ных полей в кристаллизаторах при
бесслитковой прокатке//Цветные ме-
таллы. 1986. № 3. С. 87—89.
9. Барановский Э. Ф., Степанен-
ко А. А. Тепловой режим валкового
кристаллизатора с ребордами//Изв.
АН БССР. Сер. физико-техн. наук.
1980. № 2. С. 85—89.
10. Бевза В. Ф. Условия форми-
рования и свойства заготовок, полу-
ченных методом намораживания//Изв.
АН БССР. Сер. физико-техн. наук.
1983. № 2. С. 46—49.
11. Бевза В. Ф., Марукович Е. И.,
Павленко 3. Д., Тутов В. И. Не-
прерывное литье намораживанием.
Минск: Наука и техника, 1979. 208 с.
12. Беленький А. А. Математиче-
ское моделирование и оптимизация
процессов литья и прокатки цветных
металлов. М.: Металлургия, 1983.
160 с.
13. Вейник А. И. Кокиль. Минск:
Наука и техника, 1972. 350 с.
14. Германн Э. Непрерывное литье:
Пер. с нем. М.: Металлургиздат,
1961. 814 с.
15. Злотин Л. Б., Кузнецов В. С.,
Гришина Н. П. Оценка качества пло-
ской заготовки, полученной полуне-
прерывным литьем в электромагнит-
ный кристаллизатор и методом бесслит-
ковой прокат ки//Интенсификация ли-
тейных процессов и улучшение . ка-
чества литых заготовок в производ-
стве экономичных профилей из цвет-
ных металлов и сплавов. М.: Метал-
лургия, 1986. С. 63—67
16. Непрерывное литье ленты из
хлористого серебра/Э. Ф. Баранов-
ский, А. А. Степаненко, В. Н. Тю-
люкин и др.//Электротехническая про-
мышленность. Сер. Химические и фи-
зические источники токач 1979.
Вып. 6 (69). С. 12—13.
17. Степанов А. Н., Зильберг Ю. В.,
Неуструев А. А. Производство ленты
из расплава. М.: Металлургия, 1978.
160 с.
18. Целиков А. И. Агрегаты для
совмещенных процессов непрерыв-
ного литья и прокатки алюминиевых
изделий//Цветные металлы. 1972.
№ 1. С. 67-72.
19. Черняк С. Н., Коваленко П. А.,
Симонов В. Н. Бесслитковая прокатка
алюминиевой ленты. М.: Металлур-
гия, 1976. 136 с.
20. Чижиков В. В., Борисов В. Г.,
Кулик Н. М. Анализ резервов увели-
чения производительности установок
бесслитковой прокатки//Цветные ме-
таллы. 1978. № 8. С. 75—79.
21. Steelmakers push thin casting.
Mcmanus George//Iron Age. 1986. 229.
№ 15. P. 31—33, 36, 38.
Глава III
ЭЛЕКТРОШЛАКОВОЕ ЛИТЬЕ
К электрошлаковым относятся сле-
дующие способы получения отливок:
электрошлаковое литье в водоохла-
ждаемый кристаллизатор (ЭШЛ) и
электрошлаковая тигельная плавка
(ЭШТП) с последующей разливкой
металла во вращающийся кокиль (элек-
трошлаковое центробежное литье) или
стационарный кокиль (электрошлако-
вое кокильное литье).
Оборудование для электрошлаково-
го литья отличается надежностью и
простотой в обслуживании, позволяет
получать стальные отливки массой от
нескольких килограммов до десятков
тонн.
1. Сущность процесса
электрош лакового литья.
Достоинства и область
применения
Электрошлаковое литье основано на
электрошлаковом процессе плавления
расходуемого электрода, изготовлен-
ного из металла обычного произвол-
Сущность процесса, его достоинства и область применения
691
етва. Электрод расплавляют с исполь-
зованием теплоты, выделяющейся в
электропроводном шлаке при про-
хождении через него электрического
тока.
Жидкий металл с оплавляемого кон-
ца электрода (рис. 1), погруженного в
шлаковую ванну, поступает в литей-
ную форму, не соприкасаясь с воз-
духом-
При ЭШЛ полностью исключается
взаимодействие жидкого металла в
материалом формы. Ванна расплав-
ленного синтетического шлака, тем-
пература которой обычно на 150 —
200 °C выше температуры плавления
металла электрода, служит активной
рафинирующей средой и очищает жид-
кий металл от неметаллических вклю-
чений и газов.
Рафинирование металла происходит
при контакте металла с высокоактив-
ным шлаком, в основном в пленке ме-
талла на оплавляющемся конце элек-
трода, а также при прохождении ка-
пель электродного металла через шла-
ковую ванну и на границе раздела
шлака и металлической ванны. Изме-
няя состав применяемого шлака, можно
эффективно управлять избирательным
рафинированием переплавляемого ме-
талла от тех или иных примесей, что
является весьма важным преимуще-
ством ЭШЛ перед другими процессами
литья.
Отливка при ЭШЛ кристаллизуется
в тонкой корочке шлакового гарни-
сажа, благодаря чему она имеет по-
верхность, как правило, не требую-
щую последующей механической обра-
ботки.
В результате замедленной и строго
направленной кристаллизации неболь-
Рис. 1. Схема ЭШЛ:
1 -- расходуемый электрод; 2 — шлако-
вая ванна; 3 — металлическая ванна;
4 — отливка; 5 — литейная форма; 6 —
поддон
Рис. 2. Полые слитки
шого количества жидкого металла
обеспечивается его высокая химиче-
ская и структурная однородность. Та-
кой металл отличается дисперсным
распределением структурных состав-
ляющих и неметаллической фазы.
Рис. 3. Сосуд высокого
давления (литосварной
сосуд)
592
ЭЛ ЕКТРОШЛ АКОВОЕ ЛИТЬЕ
Рис. 4
дового
Коленчатый вал су-
дизеля мощностью
9900 кВт
ЭШЛ широко применяют в произ-
водстве полых слитков, сосудов вы-
сокого давления, корпусов запорной
арматуры для энергоблоков тепловых
и атомных электростанций, коленча-
тых валов судовых дизелей, валков для
станов холодной прокатки, штамповой
оснастки, бандажей цементных печей,
эксцентриковых валов и втулок для
механических прессов уникальных
профилей и многих других ответствен-
ных изделий (рис. 2—6).
Рис. 5. Отливка штампа
Рис. 6. Заготовки эксцентри-
кового вала:
а — отливки; б —- поковки
2. Технологические основы
процесса электрошлакового
литья
Для осуществления ЭШЛ не тре-
буются плавильные печи, разливочные
ковши, формовочные смеси и песчано-
глинистые формы. Отливку выплав-
ляют оез прибыльной части, так как
условия ее формообразования и кри-
сталлизации исключают возможность
образования усадочной раковины и
осевой рыхлости. Объединение пла-
вильного агрегата G литейной формой
Технологические основы процесса
593
и последовательное наплавление отлив-
ки позволяют отказаться от приме-
нения литниковых систем питателей,
выпоров и других конструктивных
элементов литейной формы.
Формообразование отливок при
ЭШЛ отличается рядом особенностей:
затвердевание отливки происходит в
жесткой охлаждаемой металлической
форме; для формирования отверстий и
полостей применяют охлаждаемые дор-
ны (внутренние кристаллизаторы), ко-
торые придают литейной форме до-
полнительную жесткость и являются
своеобразными холодильниками; в по-
лость формы необходимо вводить и
располагать в ней соответствующим
образом расходуемые электроды; при
выплавке отливок переменного сече-
ния по высоте глубина шлаковой ван-
ны может заметно изменяться по ходу
плавки. Все это необходимо учиты-
вать при выборе номенклатуры отЛи-
вок, разработке технологии формообра-
зования и оборудования (оснастки) для
осуществления процесса ЭШЛ.
Электро шлаковые отливки отличают-
ся разнообразием как по форме, так
и по назначению. Их масса колеблется
от нескольких десятков граммов (зуб-
ные протезы и коронки) до нескольких
десятков тонн (коленчатые валы судо-
вых дизелей, бандажи цементных пе-
чей и др.).
Все отливки условно можно под-
разделить на два типа. К первому типу
относятся отливки с внутренними не-
сквозными полостями; ко второму —
отливки сплошного сечения с прили-
вами на наружной поверхности.
Наиболее типичной отливкой перво-
го типа является цилиндрическая от-
ливка с несквозной полостью, на на-
ружной поверхности которой нет при-
ливов (рис. 7, а). Такие отливки по
внешнему виду напоминают стакан.
Их используют в качестве заготовок
для сосудов высокого давления. Две
такие отливки, сваренные кольцевым
швом, представляют собой сосуд или
баллон. Цилиндрические приливы на
поверхности отливки, расположенные
в определенных местах, превращают
ее в заготовку корпуса сосуда с патруб-
ками, к которым приваривают трубо-
проводы. Глуходонная полая отливка
с фланцем и двумя диаметрально рас-
положенными цилиндрическими при-
ливами на боковой поверхности слу-
жит заготовкой корпуса запорной энер-
гетической арматуры (рис. 7, б).
К отливкам с полостями относятся
полые отливки — трубы и трубные
заготовки со сквозным цилиндриче-
ским отверстием и более сложной фор-
мы в поперечном сечении (рис. 7, в).
Полые отливки могут иметь на наруж-
ной поверхности приливы (рис. 7, а),
расположенные вдоль образующей.
Электрошлаковыми полыми отлив-
ками с криволинейной осью можно за-
менить отводы, которые обычно полу-
чают штамповкой и сваркой. При этом
для более рационального использова-
ния металла отводы изготовляют со
стенкой переменного сечения (чаще
всего методом ЭШЛ).
К отливкам второго типа относятся
заготовки сплошного сечения, имею-
щие на наружной поверхности при-
ливы разнообразной формы. Примеры
таких отливок приведены на
рис. 7, д—з. К отливкам переменного
по высоте сечения могут быть отне-
сены шатун (рис. 7, и) и кривошип
(рис. 7, к) коленчатого вала судового
дизеля. Отливка с криволинейной осью
симметрии показана на рис. 7, л.
ЭШЛ получают также профиль по-
стоянного поперечного сечения по дли-
не отливки, например' тавр, двутавр
и другие заготовки подобной формы.
Конструирование электрошлаковых
отливок выполняют в соответствии
с эксплуатационными характеристика-
ми литого металла и с особенностями
технологий ЭШЛ и изготовления са-
мого изделия. Высокое качество элек-
трошлакового металла позволяет при
проектировании отливок не назначать
излишние припуски для придания бу-
дущим изделиям соответствующей кон-
структивной прочности в наиболее
опасных сечениях, как это имеет место
при проектировании обычных отливок,
когда необходимо учитывать особен-
ности их производства и возможные,
часто скрытые дефекты в их струк-
туре. В этих отливках допускаются
также резкие переходы от одного се-
чения к другому, наличие острых
углов.
Очень часто пытаются способом
ЭШЛ получать заготовки изделий,
544
ЭЛ ЕКТРОШЛ АКОВОЕ ЛИТЬЕ
Рис. 7. Типы получаемых электрошлаковым литьем отливок
конструирование которых велось с
учетом использования для их изго-
товления другой технологии (напри-
мер, ковки и последующей механи-
ческой обработки). В результате в ряде
случаев не достигаются: снижение
трудоемкости, увеличение коэффи-
циента использования металла, умень-
шение себестоимости продукции.
При конструировании электрошла-
ковых отливок необходимо учитывать,
что при этом способе литья в полость
литейной формы вводят расходуемые
электроды. Например, если отливка
корпуса арматуры выплавляется по
схеме «вверх дном» (рис. 8, а), то дон-
ная часть будет иметь в продольном
сечении прямоугольную форму. Если
же отливка выплавляется в том поло-
жении, в каком работает корпус, т. е.
дном вниз (рис. 8, б), то это дно мо-
жет иметь сферическую форму.
Электрошлаковые отливки могут
иметь полости, формируемые дорнами
специальной конструкции. С целью
упрощения конструкции дорнов и
облегчения их извлечения из.отливок
предпочтительно формировать поло-
сти с гладкой цилиндрической и ко-
нической поверхностью.
Технологические основы процесса
596
Рис. 8. Схемы получения отливок корпуса запорной арматуры:
/ — расходуемый электрод; ? -- шлаковая ванна; i — металлическая ванна; 4 — от-
ливка; 5 — литейная форма; 6 — дорн; 7 — затравка, стрелками показаны подвод и от-
вод охлаждающей среды
На наружной поверхности отливок
можно получать достаточно большие
по высоте и сечению приливы.
Для вытеснения шлаковой ванны из
ниш литейной формы в ее центральную
часть наружные части приливов долж-
ны быть выполнены конической формы
с расширением к телу отливки
(рис. 9, а). Выполняемые на приливах
уклоны не превышают 2—3° (к гори-
зонтали). Конструирование приливов
с противоположным уклоном (рис. 9, б)
недопустимо, так как в верхней части
ниш будет скапливаться шлак, кото-
рый не может быть вытеснен жид-
ким металлом в общую шлаковую
ванну.
Не рекомендуется также проекти-
ровать приливы цилиндрической или
прямоугольной формы на боковых по-
верхностях отливки. В этих случаях
затрудняется вытеснение шлака, ко-
торый может оставаться в нишах в ре-
зультате, например, перекосов литей-
ной формы во время сборки.
Следует избегать наличия в отлив-
ках днищ сферической формы
(рис. 9, г). Это приводит к необходи-
мости начинать и вести плавку при
очень глубокой шлаковой ванне, в
результате чего в донной части отлив-
ки могут образоваться дефекты. Го-
Рис. 9. Конструкции электрошлако-
вых отливок:
а, в, д, ж -- технологичные, в, г, е, з
нетехнологичные; стрелками указаны
ста образования дефектов
раздо технологичнее упрощенная фор-
ма днища (рис. 9, в). В этом случае
электроды вводят в форму достаточно
596
ЭЛЕКТРОШЛАКОВОЕ ЛИТЬЕ
Рис . 10. Схема получения заготовки коленчатого вала методом приплавления:
1— расходуемый электрод; 2 — шлаковая ванна; 3 — металлическая ванна; 4 — при-
плавляемая заготовка шейки; 5 — литейная форма; 6 — отливка щеки
глубоко по отношению к донной части
отливки и высота шлаковой ванны не
будет чрезмерно большой.
Для облегчения извлечения непод-
вижных дорнов внутреннюю поверх-
ность полых отливок выполнят с не-
большой (2—4°) конусностью. Чтобы
не образовывалась усадочная рыхлость
под дорном, внутреннюю поверхность
днищ выполняют сферической
(рис. 9, д), а при большом радиусе
сферы (рис. 9, з) или радиусе сферы
не более 100 мм — переходящей в ко-
ническую часть (рис. 9, ж).
Не допускается конструировать дни-
ща с плоской внутренней поверх-
ностью (рис. 9, е), так как в централь-
ной части днища может образоваться
усадочная рыхлость.
Рис. 11. Схема ЭШЛ с переливом
металла:
1 — расходуемый электрод; 2 — шлако-
вая ванна; 3 — металлическая ванна;
4 — литейная форма; 5 — подвижная ем-
кость; 6 — отливка
Конструирование электрошлаковых
отливок облегчается тем, что к объеди-
няющей части будущей отливки можно
приплавлять те ее части, которые
нельзя сформировать непосредственно
при выплавке отливки. Так, например,
ЭШЛ заготовки коленчатого вала до-
статочно просто изготовить методом
последовательного приплавления
(рис. 10). Приплавляемые части изго-
товляют из проката, поковок, отливок
(обыкновенных или электрошлаковых).
В конструкции отливок, получае-
мых ЭШЛ с переливом металла, необ-
ходимо учесть особенности этого про-
цесса. Так, на поверхности отливки,
обращенной к подвижной емкости, не
должно быть приливов или полостей.
Они могут быть получены на тех по-
верхностях отливки, которые форми-
руются в неподвижной литейной фор-
ме (рис. 11).
Минимальная толщина стенок элек-
трошлаковых отливок, выплавляемых
в неподвижных литейных формах, со-
ставляет 50—60 мм. Диаметр исполь-
зуемых в этом случае расходуемых
электродов не превышает 20—25 мм.
При уменьшении толщины стенки необ-
ходимо соответственно уменьшить диа-
метр электродов, что приведет к по-
вышению трудоемкости их сборки и
затруднит применение.
ЭШЛ в подвижных литейных фор-
мах получают отливки с минимальной
толщиной стенки 15—20 мм. Макси-
Технологические основы процесса
597
мальная толщина стенки электрошла-
ковых отливок практически не ограни-
чивается.
При проектировании электрошла-
ковых отливок из цветных металлов
(меди, бронзы и алюминия) нужно
.учитывать возможность их литья в
неохлаждаемой форме из графита (угле-
род не взаимодействует с жидкой медью
или алюминием) с использованием
расходуемых электродов из соответ-
ствующего материала.
Энергетика процесса ЭШЛ. Количе-
ство выделившейся в шлаке теплоты
с достаточной точностью можно под-
считать по формуле
Q = 0,24/Ч?ш/,
где / — сила тока; Rm — сопротивле-
ние шлаковой ванны; t — время про-
цесса.
Удельный расход электроэнергии за-
висит от электрического сопротивле-
ния шлака. Чем оно выше, тем меньше
расход. Высокое сопротивление шла-
ка способствует повышению скорости
Плавления расходуемого электрода и
увеличению производительности про-
цесса ЭШЛ.
Однако не вся выделившаяся в
шлаке теплота идет на расплавление
расходуемых электродов, поддержание
в жидком состоянии шлаковой и ме-
таллической ванн. Значительная часть
теплоты (около 50%) отводится водой,
охлаждающей металлическую литей-
ную форму, излучается зеркалом шла-
ковой ванны (около 20%), отводится
отливкой и электродами.
Потери теплоты при ЭШЛ зависят
от многих факторов, в том числе от
типа электрической схемы процесса,
принятого электрического режима, ко-
личества флюса и его химического со-
става, соотношения размеров электро-
да и литейной формы, свойств пере-
плавляемого металла и др. Поэтому
реальные затраты электроэнергии при
ЭШЛ (1200—1500 кВт-ч на 1 т отли-
вок) значительно выше теоретически
необходимых для расплавления 1 т
стали (примерно 400 кВт-ч). Только
на плавление расходуемых электро-
дов тратится до 30% подводимой ак-
тивной мощности.
Тепловыделение в шлаковой ванне,
а следовательно, и уровень темпера-
тур, определяющих ход металлурги-
ческих реакций, в значительной мере
зависит от таких факторов, как рас-
пределение тока и напряжения, кото-
рые, в свою очередь, обусловлены
схемой подключения расходуемых
электродов к источнику питания, их
геометрической формой и количеством,
родом тока и т. п.
На практике применяют несколько
схем подключения расходуемых элек-
тродов. Наибольшее распространение
получили схемы: монофилярная (схе-
ма электрод—поддон, когда ток про-
ходит путь от источника питания че-
рез расходуемый электрод, шлаковую
ванну и отливку) и бифилярная (ток
от источника питания проходит через
один электрод или группу электро-
дов, шлаковую ванну и другой элек-
трод или группу электродов и вновь
возвращается к источнику питания).
Силовые электрические сети бифи-
лярных электрошлаковых установок
отличаются низким индуктивным со-
противлением, а для расплавления
электродов необходима меньшая элек-
трическая мощность в этих установ-
ках, чем в монофилярных.
Тепловыделение при ЭШЛ по моно-
филярной схеме происходит в шлако-
вой ванне в основном только в при-
электродной области, а в удаленные
от электрода места ванны теплота
поступает благодаря теплопроводности
жидкого шлака и конвекции. С умень-
шением коэффициента заполнения ли-
тейной формы (отношение площади
поперечного сечения электрода к пло-
щади поперечного сечения литейной
формы) неравномерность тепловыделе-
ния возрастает. При бифилярной схеме
подключения более равномерное по
объему шлаковой ванны выделение
теплоты достигается благодаря уве-
личению межэлектродного промежутка
и использованию мелкой ванны.
Литейная форма во время процесса
ЭШЛ подвергается воздействию зна-
чительной тепловой нагрузки, обу-
словленной большим перепадом тем-
ператур между жидким шлаком и
металлом, с одной стороны, и охла-
ждающей водой, с другой. И тем не
менее тепловые нагрузки на литейные
формы при ЭШЛ значительно ниже,
чем нагрузки на кристаллизаторы ма-
598
ЭЛ ЕКТРОШЛ АКОВОЕ ЛИТЬЕ
шин непрерывного литья заготовок
(МНЛЗ), благодаря наличию на ра-
бочей поверхности формы шлакового
гарнисажа.
Удельный тепловой поток на стенку
литейной формы при ЭШЛ составляет
0,5—1,5 МВт/м2, а на стенку кристал-
лизатора МНЛЗ —- 2 МВт/м2.
Плавление расходуемого электрода.
Характер плавления расходуемых
электродов в шлаковой ванне прежде
всего зависит от электрических па-
раметров процесса.
При устойчивом плавлении конец
электрода, погруженный в шлак, имеет
коническую форму. Снижение ско-
рости подачи электрода приводит к
уменьшению его конической части и
даже к полному ее исчезновению. В
этом случае процесс плавления на-
рушается и периодически переходит
в электродуговой. Электрод как бы вы-
скакивает из шлаковой ванны. Его
плавление сопровождается потрески-
ванием, так как электрошлаковая дуга
горит на поверхности шлаковой ванны,
а ток плавки резко изменяется.
Если во время устойчивого процесса
плавления увеличить скорость подачи
электрода в ванну, что в шлаке ока-
жется не только его коническая часть,
но и частично цилиндрическая неоплав-
ленная. При этом уменьшается рас-
стояние между конусом электрода и
металлической ванной. В результате
при определенных условиях (т. е.
при определенных напряжении, со-
противлении шлака и др.) для данной
плавки сначала периодически, а за-
тем и полностью электрошлаковый
процесс переходит в дуговой. Капли
жидкого металла замыкают промежу-
ток между концом электрода и метал-
лической ванной, вызывая характер-
ное клокотание шлаковой ванны и
резкое увеличение силы тока, реги-
стрируемые амперметром. В этом слу-
чае возможно короткое замыкание в
результате вмораживания конца элек-
трода в металлическую ванну.
Процесс переплава нужно вести
так, чтобы находящийся в шлаке ко-
нец электрода имел цилиндрическую
часть. Тогда и окисление металла
уменьшается, так как наиболее нагре-
тая часть электрода погружена в шлак.
Это правило справедливо и для ЭШЛ
по многоэлектродной схеме подклю-
чения электродов.
Кристаллизация отливок. При ЭШЛ
происходит постепенное плавление
расходуемых электродов, вследствие
чего также постепенно наплавляется
отливка. Постоянный подвод теплоты
сверху через шлак, мелкая металли-
ческая ванна и интенсивный отвод
теплоты в стенки охлаждаемой литей-
ной формы обеспечивают получение
отливок с направленной (т. е. ориенти-
рованной) структурой металла.
В отливке образуются зоны встреч-
ной кристаллизации с четко вы-
раженной границей встречи (рис. 12).
Образование этих зон обусловлено
изменяющимся в соответствии с очер-
танием внутренней стенки формы, на-
правлением фронта отвода теплоты.
Число зон встречной кристаллизации
увеличивается, если электрошлаковая
отливка имеет полость (рис. 13). Свой-
ства металла на границах встречи
кристаллов в отливках, полученных ме-
тодом ЭШЛ, очень высоки.
Рафинированный электрошлаковый
металл имеет более низкое содержание
ликватов и неметаллических включе-
ний. Границы его кристаллов и гра-
ницы встречи кристаллов значительно
чище аналогичных границ в отливках
из металла открытой выплавки. В ре-
зультате механические свойства элект-
рошлаковых отливок отличаются вы-
сокими показателями, равноценными
аналогичным показателям кованого
металла обычной выплавки, и изо-
тропностью в направлении вдоль и
поперек кристаллов, а также по гра-
нице встречи кристаллов (табл. 1).
Характерной особенностью строения
электрошлаковых отливок из аусте-
нитных сталей, склонных к транс-
кристаллизации, является отсутствие
зоны равноосных кристаллов. Тем не
менее физико-химические и механиче-
ские свойства металла на границе
встречи кристаллов и в этом случае
такие же, как и в остальных частях
отливки.
Зоны встречной кристаллизации мо-
гут образовываться также в электро-
шлаковых отливках, получаемых путем
приплавления заранее изготовленных
частей будущей отливки к объеди-
няющей их части. Приплавляемые ча-
Технологические основы процесса 599
, -
Рис. 12. Макроструктура
электрошлаковой отливки
сти, устанавливаемые в соответствую-
• щие отверстия боковой стенки ли-
тейной формы, являются как бы не-
охлаждаемыми элементами этой стен-
ки. В момент приплавления в эти
т части отводится теплота и со стороны
объединяющей отливки образуются зо-
J ны встречной кристаллизации. При
этом граница встречи кристаллов сме-
щается в сторону приплавляемых ча-
стей, так как преобладает отвод теп-
*, лоты в охлаждаемую стенку литейной
формы (рис. 14).
‘ Формообразование отливок при раз-
С личных схемах электрошлакового
литья. В зависимости от формы, раз-
меров и массы заготовки можно при-
менять ту или иную схему ЭШЛ или
их сочетание. Наибольшее распростра-
нение получили следующие техноло-
гические приемы получения электро-
шлаковых отливок: заполнением ли-
тейной формы наплавляемым металлом,
приплавлением закладных деталей, пе-
реливом металла [6].
Заполнение литейной
формы наплавляемым ме-
таллом — процесс, имеющий много
общего с электрошлаковым перепла-
вом расходуемых электродов в непод-
Рис. 13. Макроструктура
электрошлаковой отливки
с полостью
600
ЭЛ ЕКТРОШЛ АКОВОЕ ЛИТЬЕ
1. Механические свойства литого электрошлакового металла
(сталь 20Х2М)
Направление вырезки °в а0,2 б ip кси,
образцов МПа 0/ /0 Дж/см2
Поперек кристаллов 654—671 508—536 20,8—22,6 72,7—73,3 170—203
660 525 21,6 73,0 190
Вдоль кристаллов 652—668 510—543 20,4—22,0 72,7—74,0 194—210
661 513 21,4 73,1 203
По границе встречи кристаллов (по толщи- не плиты) 611—621 495—512 20,0—20,7 75,6—76,6 182—209
617 504 20,4 76,0 192
По толщине листа (ли- стовой прокат откры- той выплавки толщи- ной ПО мм) 454—522 318—364 10,2—13,3 37,0—43,5 39—78
487 333 12,5 40,0 55
Примечание. В числителе дроби — пределы изменения параметра
по результатам испытания всех образцов; в знаменателе — среднее значение па-
раметра.
вижный относительно слитка кристал-
лизатор. Однако наличие в литейной
форме ниш, в которых на отливке
Рис. 14. Макроструктура отливки,
полученной приплавлением частей
формируются приливы, и дорнов, фор-
мирующих в ней полости и отверстия,
обусловливает определенные отличия
от традиционного процесса ЭШП, как,
например, заполнение ниш, взаимодей-
ствие отливок с дорнами, борьба
с усадкой и некоторые другие.
Приплавление заклад-
ных деталей. Возможность
получения отливки указанным методом
заключается главным образом в обес-
печении необходимых условий дЛя
качественного приплавления заклад-
ных деталей, которое, в свою очередь,
зависит от расстояния поверхности при-
плавления до расходуемых электро-
дов и электрических параметров ЭШЛ.
Проплавление закладной заготовки
вызывается шлаковой ванной, темпе-
ратура которой на несколько сот гра-
дусов выше температуры плавления
металла заготовки.
В общем случае с увеличением тока
и напряжения растет глубина про-
плавления закладной части.
перелив металла в ли-
тейную форму. Для ЭШЛ ха-
рактерны отливки больших размеров
и массы (кривошипы коленчатых ва-
лов дизелей, половинки бандажей це-
Технологические основы процесса
601
ментных печей, толстостенные полые
слитки и др.), получение которых ме-
тодом перелива металла (полного или
частичного) из плавильной емкости
в стационарную форму оказывается
более целесообразным с технической
и экономической точек зрения, чем
переплав расходуемых электродов не-
посредственно в форме.
При переливе металла электроды
плавятся вне формы в подвижной
плавильной емкости или в широкой
части подвижной формы, откуда металл
сливается в форму или часть формы,
где происходит его затвердевание.
Управление химическим составом от-
ливок. При ЭШЛ можно получать от-
ливки или практически однородного
химического состава, или переменного
с заданной степенью гетерогенности
и тем самым придавать различным
частям отливки требуемые свойства.
Существует несколько методов уп-
равления химическим составом отли-
вок, обеспечивающих их химическую
однородность:
1) применение одного расходуемого
электрода со стабильным химическим
составом или парной комплектации
нескольких электродов с разным хи-
мическим составом с целью сужения
пределов содержания легирующих эле-
ментов в металле отливки;
2) применение электрода-спутника с
легирующими элементами или добав-
ками ;
3) раскисление флюса.
Первый, наиболее простой метод
обеспечения гомогенного химического
состава отливки состоит в использова-
нии в качестве расходуемых электро-
дов металлургического проката. Такие
электроды практически не имеют хи-
мической неоднородности по длине,
так как их длина очень мала по
сравнению с общей длиной прокатан-
ного из одного слитка металла. Если
из одного электрода выплавляют одну
отливку, то риск получения химиче-
ски неоднородной отливки практически
равен нулю.
При использовании нескольких
электродов происходит усреднение хи-
мического состава всех переплавляе-
мых вместе электродов. Отливка и
в этом случае однородна по химиче-
скому составу.
При переплаве электрода из кова-
ной заготовки, полученной из одного
слитка, или литого электрода, изго-
товленного из одной порции жидкого
металла, которые неизбежно имеют
разнородный химический состав по
длине, отливка приобретает наслед-
ственную неоднородность по содержа-
нию химических элементов.
Усреднение химического состава мо-
жет быть достигнуто подбором электро-
дов с различным химическим соста-
вом, в материале которых содержание
ряда химических элементов может
превышать верхнюю и нижнюю гра-
ницы предела содержания аналогич-
ных элементов в стали для отливок,
оговоренного требованиями техниче-
ских условий [9]. При этом снижа-
ются потери металла в результате от-
браковки и появляется возможность
расширения пределов содержания ле-
гирующих элементов в исходном ме-
талле.
Парная комплектация электродов
позволяет не только удешевить про-
изводство отливок благодаря макси-
мальному приближению электрошла-
кового металла к среднему марочному
составу, но и использовать электроды
из исходного металла с максимальными
концентрациями легирующих эле-
ментов.
Управление химическим составом от-
ливок при ЭШЛ вторым методом,
т. е. введением легирующих элемен-
тов и добавок, наиболее эффективно
с учетом использования электродов-
спутников.
Легирующие добавки и раскислите-
ли могут быть введены с помощью до-
заторов, подающих добавки в про-
цессе переплава электродов на зер-
кало шлаковой ванны. Однако доза-
торы не нашли широкого применения,
что связано с особенностями электро-
шлакового процесса: недостаточными
зазорами между электродами и стен-
ками формы, наличием системы газо-
отсоса, затрудняющей применение по-
рошкообразных присадок, перемеще-
нием уровня шлаковой ванны.
Гораздо более эффективно приме-
нение трубчатого электрода-спутника
(рис. 15), имеющего пережимы по
длине, которые разделяют его на от-
дельные полости, заполняемые при-
602
ЭЛЕКТРОШЛАКОВОЕ ЛИТЬЕ
Рис. 15. Конструкция трубчатого
электрода-спутника:
1 — труба; 2 — лигатура
садками требуемой массы и состава.
Электрод-спутник крепят сварочными
прихватками к основному, расходуе-
мому электроду. В процессе плавки
пережимы расплавляются и присадка
поступает в шлак. Количество и ча-
стота вводимых легирующих элементов
и раскислителей зависит от объема
полости трубчатого электрода-спут-
ника, расстояния между полостями и
количества таких электродов.
Возможно управление химическим
составом отливок и при введении с по-
мощью электрода-спутника модифи-
цирующих добавок.
В качестве электрода-спутника мо-
гут быть использованы так называе-
мые монолитные лигатуры — расходу-
емые электроды, отлитые из лигатур
требуемого химического состава [10].
Повышение стабильности химиче-
ского состава стали третьим методом
может быть также достигнуто диффе-
ренцированием режимов раскисления
флюса алюминиевым порошком или
смесью алюминия с окислами соответ-
ствующих элементов. Это позволяет
значительно увеличить степень усво-
ения компонентов исходного металла
и повысить равномерность их распре-
деления по высоте отливки.
Управление структурой отливок
при ЭШЛ может быть осуществлено не-
сколькими методами, состоящими в из-
менении глубины и формы металличе-
ской ванны, например с помощью бес-
токовых расходуемых электродов в
сочетании с токовыми электродами.
В этом случае наиболее благоприят-
ную форму и глубину имеет металли-
ческая ванна при монофилярной схеме
подключения токовых электродов с
крайними бестоковыми.
Эффективным воздействием на
структуру электрошлаковой отлив-
ки является введение по ходу плавки
кусковых присадочных материалов
(КПМ) в виде дроби, сечки и других
макрохолодильников. Вводимые че-
рез шлаковую ванну КПМ в виде про-
волочной сечки [5] полностью рас-
плавляются в металлической ванне,
снижают ее перегрев и тем самым
способствуют измельчению первичной
структуры литого металла.
Макроструктура отливок в этом слу-
чае характеризуется четко выражен-
ным двух зонным строением. По пери-
ферии стенки отливки располагается
зона столбчатых кристаллов, а в цен-
тре — равноосная структура. От
размеров металлической ванны зави-
сит количество КПМ, которое может
быть введено в отливку при усло-
вии полного расплавления частиц.
Оптимальное количество вводимых
КПМ составляет 15—30% массы от-
ливки.
Более крупные частицы КПМ
(дробь, шары диаметром до 10—25 мм,
ролики) могут присутствовать в литом
металле в частично оплавленном виде.
Металл при этом обнаруживает доста-
точно высокие свойства. В этом слу-
чае литая структура электрошлаковой
отливки армируется частицами КПМ.
Армирование может осуществляться не-
металлическими и тугоплавкими вклю-
чениями заданных состава и дисперс-
ности.
Управление структурой отливок мо-
жет осуществляться также при физи-
ческих, механических и электромеха-
нических воздействиях на кристаллизу-
ющийся металл, включая применение
упругих колебаний, механическую виб-
рацию управляемой частоты, воздей-
ствие электрическими импульсами и
другие методы. Для улучшения струк-
туры отливки может быть использо-
вана энергия высоковольтного искро-
Технологические основы процесса
603
вого разряда, преобразованная в уп-
ругие колебания.
Объем металлической ванны может
быть значительно уменьшен, а ее
форма улучшена без ущерба для ка-
чества формирования отливки, если
управлять перемещением теплового
центра шлаковой ванны, осуществляя
модуляцию электрической мощности.
Структура отливки также становится
равноосной и мелкозернистой в слу-
чае применения модификаторов, вводи-
мых с помощью электрода-спутника,
продувки шлаковой и металлической
ванн инертными газами и газопорош-
ковыми смесями.
Композитные отливки. При ЭШЛ
применяют два метода получения ком-
позитных отливок. Один из них осно-
ван на приплавлении закладных дета-
лей к объединяющей части отливки
[7]. В этом случае детали и объеди-
няющая часть отливки выполнены из
разных материалов. Однако на прак-
тике не всегда целесообразно получать
композитные отливки приплавлением.
При другом методе отливки перемен-
ного по высоте химического состава
(гетерогенные отливки) получают с
помощью переплава расходуемых элек-
тродов, составленных по длине из
материалов различных классов в за-
данной пропорции.
Для получения отливок заданной
гетерогенности могут быть использо-
ваны все известные способы изменения
химического состава литого металла —
подача в расплав КПМ, металлических
порошков, проволочной сечки и т. д.
Однако существенно уменьшить зону
переменного химического состава с
помощью только составных электродов
не удается. Для уменьшения такой
зоны в случае, когда во второй части
электрода содержание легирующих
элементов ниже, чем в первой, в метал-
лическую ванну вводят дополнительно
присадочные материалы в таком коли-
честве и такого состава, чтобы при
их перемешивании с жидким металлом
составы металлической ванны и второй
части электрода стали одинако-
выми.
Единственный путь, с помощью ко-
торого можно обеспечить резкое су-
жение переходной зоны, заключается
в разовом введении легирующих ма-
териалов в металлическую ванну в
момент начала оплавления второй части
электрода. В этом случае переплав
второй части электрода не изменит
состава ванны и, следовательно, про-
тяженность переходной зоны будет
минимальной.
При необходимости ширину пере-
ходной зоны можно изменять в широ-
ких пределах, т. е. можно говорить
об управлении величиной, а следова-
тельно, и свойствами переходной зоны
гетерогенных отливок.
Особенности термической обработки
литого электрошлакового металла. Осо-
бенность литого электрошлакового ме-
талла состоит в том, что для придания
ему свойств, соответствующих свой-
ствам кованого металла, его не надо
подвергать горячей деформации —
достаточно применить соответствую-
щую термическую обработку. Крупно-
зернистая первичная структура элект-
рошлаковых отливок не мешает полу-
чению заданных эксплуатационных
свойств, так как на границах первич-
ных кристаллов в металле отливок
ЭШЛ нет скоплений ликватов и не-
металлических включений. Границы
кристаллов чисты, и поэтому кристал-
лы не подвержены хрупким разруше-
ниям в такой степени, как в металле,
полученном открытой выплавкой.
Даже небольшая корректировка ре-
жима термической обработки (табл. 2)
приводит к существенному улучшению
свойств литого электрошлакового ме-
талла. Режимы термической обработки
для этого металла назначают с учетом
его высокой плотности, химической
однородности, отсутствия выраженной
дендритной и зональной ликваций.
Получаемый ЭШЛ металл гораздо чи-
ще, чем металл, получаемый открытой
выплавкой, и вследствие этого обла-
дает большим запасом пластичности.
Чистые границы кристаллов не пре-
пятствуют изменению размеров пер-
вичных зерен и процессам диффузии
между ними.
Термическая обработка литого элект-
рошлакового металла облегчается тем,
что уже в нетермообработанном состоя-
нии этот металл обладает достаточно
высокими и более стабильными свой-
ствами по сравнению с металлом от-
крытой выплавки.
604
ЭЛ ЕКТРОШЛ АКОВОЕ ЛИТЬЕ
2. Влияние режима термической обработки на механические свойства
литой электрошлаковой стали 45Г
Способ получения стали Термическая обработка ав а0,2 б кси (Дж/см8) при темпе- ратуре, °C НВ
МПа о/ /0 20 — 40
ЭШЛ Стандартная, исполь- зуемая для поковок из металла открытой плав- ки: нагрев до 840 °C, охлаждение в воде, от- пуск при 500 °C, охла- ждение на воздухе 820 840 851 562 582 590 19,0 18,1 18,1 43,7 38,6 38,6 85 67 52 40 50 46 302
Скорректированная: нагрев до 850 °C, охла- ждение в масле, отпуск при 650 °C, охлаждение в масле 664 682 673 672 673 427 434 482 428 434 24.7 28,7 26,7 26,8 26,6 57,8 55,6 56,7 56,8 56,6 94 91 91 93 91 62 77 68 69 67 197
Открытая выплав- ка Стандартная, исполь- зуемая для поковок 684 798 782 410 419 430 8,0 29,0 9,7 19,0 43,4 15,7 42 60 46 — 269
— Механические свойств не менее а ст< 630 зли, 380 COOT 15,0 ветст 40,С вуюп 50 ще ТУ,
При термической обработке литого
электрошлакового металла хорошие
результаты дает применение гемогени-
зирующего отжига. Продолжитель-
ность отжига в этом случае значительно
меньше, чем в случае термической
обработки литого металла открытой
выплавки.
Последующая ступенчатая термиче-
ская обработка (например, закалка—
отпуск, закалка—отпуск) способст-
вует измельчению вторичного зерна, а
в изломе стали (даже с ов до 1000 МПа)
наблюдается до 100 % волокна.
Благодаря высокой пластичности ли-
того электрошлакового металла во
многих случаях появляется возмож-
ность несколько снизить температуру
отпуска и тем самым существенно
улучшить прочностные свойства ме-
талла отливки без его охрупчивания.
3. Материалы, применяемые
при электрошлаковом литье
Для осуществления процесса ЭШЛ
необходимы расходуемые электроды,
флюс или его компоненты для при-
готовления жидкого шлака, электро-
энергия для выделения теплоты в шла-
ковой ванне, вода для охлаждения ли-
тейной формы, в некоторых случаях —
сухой воздух, инертный или другой
подходящий газ для продувки- шлако-
вой и металлической ванн, сжатый воз-
дух или рабочая жидкость для управ-
Материалы, применяемые при электрошлаковом литье
605
3. Химический состав наиболее распространенных при ЭШЛ флюсов
Марка флюса Содержание, % (мае. доля)
CaF8 А18О8 СаО SiO8 MgO
АН-29 10—15 40—50 35—45 - -
АН-291 10—20 35—45 20—28 До 2,5 17—25
АН-295 11—17 49—56 26—31 > 2,5 До 6
АНФ-1П 90 До 3 До 5 > 2,5
АНФ-6 Основа 23—31 8 > 2,5
АНФ-7 70—80 ——— 18—25 » 2,0
АНФ-25 50—60 12—20 10—15 2—7 10—15
АНФ-29 37—45 13—17 24—30 11—15 2—6
АНФ-32 34—42 24—30 20—27 2—6
Примечание. Во флюсе АНФ-32 содержится 0,3—1,3 % (мае. доля)
МпО.
ления работой соответствующих пнев-
мо- и гидромеханизмов оборудова-
ния.
Электроды изготовляют непрерыв-
ной разливкой, центробежным литьем,
литьем в графитовые или чугунные
изложницы, а также из металлургиче-
ского проката. Литые электроды не
отбраковываются при наличии рых-
лости и небольших раковин, так как
эти дефекты не оказывают заметного
влияния на качество переплавлен-
ного металла. Отличие химического
состава некоторых плавок от химиче-
ского состава, оговоренного ТУ или
ГОСТом, в большинстве случаев также
не является основанием для отбра-
ковки электродов. Поверхность элект-
родов может быть подвергнута специ-
альной подготовке — дробеструйной
или механической очистке для удале-
ния окалины, ржавчины, пригара и
т. п.
Метод ЭШЛ пригоден для получения
отливок из любых материалов (ста-
лей, сплавов, цветных металлов и
их сплавов, чугуна с шаровидным гра-
фитом или высокопрочного и т. д.).
Поэтому в каждом конкретном случае
в качестве расходуемых электродов
используют заготовки соответствую-
щего химического состава.
Температура плавления флюса дол-
жна быть немного ниже температуры
плавления самого металла. Кроме это-
го, флюс в расплавленном состоянии
должен иметь низкую вязкость. Эти
два фактора создают при ЭШЛ благо-
приятные условия для формирования
тонкой корочки шлака, улучшают в
связи с этим охлаждение отливки и
обеспечивают хорошую ее поверхность.
При электрошлаковом процессе при-
меняют шлаки фтористооксидных си-
стем, обладающие наибольшей универ-
сальностью применения. Состав не-
которых наиболее распространенных
флюсов для ЭШЛ приведен в табл. 3.
Минимальной окислительной спо-
собностью обладают шлаки, не содер-
жащие оксидов. Чем выше основность
шлака (отношение содержания основ-
ных оксидов с кислым), тем выше его
обессеривающая способность. Низкое
или умеренное содержание глинозема
во флюсе приводит к снижению ско-
рости наплавления металла и, таким
образом, к уменьшению возможности
образования в отливке осевой рых-
лости и усадочной раковины. Умень-
шение содержания извести во флюсе
снижает его склонность к гидратации
и тем самым уменьшает возможность
возникновения пористости и усадоч-
ной раковины в отливке.
Состав флюса влияет на содержание
водорода в металле. Флюс с низким
содержанием извести менее склонен
вызывать водородную хрупкость, чем
флюс, богатый известью. В этом смысле
высокие защитные свойства имеет гли-
ноземистый флюс АНФ-6.
606
ЭЛ Е КТРОШЛ АКОВОЕ ЛИТЬЕ
Перед употреблением флюс предва-
рительно расплавляют в графитовом
тигле графитовым электродом для ра-
финирования шлака от влаги, кремне-
зема, окислов железа, серы и свиниа.
В начале процесса ЭШЛ жидкий шлак
заливают в литейную форму сифонным
способом или через ее верх. Раскол
охлаждающей воды зависит о г разме-
ров выплавляемой отливки и темпера-
туры охлаждающей воды на входе в пи-
тейную форму
4. Свойства литого
электрошлакового металла
Высокое качество литого электро-
шлакового металла непосредственно
связано с рафинирующим действием
синтетических шлаков, применяемых
при ЭШЛ, и благоприятными условия-
ми постепенного наплавления и кри-
щаллизации отливки. При ЭШЛ хи-
мический состав металла практически
не изменяется (табл. 4), пластические
свойства значительно' повышаются
(рис. 16), улучшается его структура,
увеличивается плотность, исчезает ани-
зотропия механических (рис. 17)
и физических свойств и повышается хи-
мическая однородность. Содержание
в металле неметаллических включений
(табл. 5) снижается, уменьшаются раз-
меры этих включений (табл. 6), а также
уменьшается количество других вред-
ных примесей, в том числе кислорода
и азота. Одновременно со снижением
содержания вредных примесей и не-
металлических включений уменьша-
ется склонность сталей, в первую
очередь легированных, к образованию
горячих трещин.
Литой эпектрошлаковый металл не
уступает деформированному металлу
4. Химический состав стали открытой выплавки до и после ЭШЛ
Марка Содержание, °/f (мае. доля)
стали с Мп S1 S Р 1 Сг Ni Mo V Ti
45Г 0,46 0,45 0,80 0,73 0,25 0J8 0,012 ?h007 0,017 0Д16 — — — — —
45 X 0,45 0,44 0,75 0,71 0,32 0,26 0,023 oToos 0,013 0,012 0,92 бдю 0,14 0,15 — — —
20Х2М 0.18 0,18 0,53 0,49 0,32 0.20 0,017 0,008 0,015 0,014 2,15 2,20 0,38 0,36 0,31 0,30 — —
0,20 0,20 0,42 0,41 0,35 0,20 0,015 0,006 0,015 0,015 2,25 2,20 0,39 0,35 0,33 0.33 ——— " 1 —1
15Х1М1Ф 0,14 0,14 1,00 0.88 МО 0,30 0,013 0,005 0,018 0.017 1,81 1,80 — ол 0,9 0,35 0,35 —
0Х18Н10Т 4Х5МФС 0,08 0.06 0,38 0,38 с 16 1.28 0.38 0.38 0,45 0.44 1,09 0,93 0,007 0,005 0,014 0,003 0,029 0,026 0,024 0Л24 17,6 17,36 5,01 5.09 10 10,17 1,25 1,27 0,3 0,3 0,50 0,42
Примечание. В числителе дроби — химический состав сталей, полу-
ченных электродуговой выплавкой, в знаменателе — после ЭШЛ.
«Tiwr.t -<м» мж»•«. — .«> -> -гггг-дптт——ц——иmm——цццьм
Свойства литого электрошлакового металла
Sz
807
«М «-««•.* wrw» «II I Ч>М| I '»|И1 ЧГ« -W
.< 1 — листовой прокат (поперечные образцы); 2 — литая плита (образцы вырезаны по-
перек кристаллов); 3— листовой прокат (образцы вырезаны по толщине листа); 4
литая плита (образцы вырезаны по толщине плиты)
Рис. 17. Механические свойства стали 18ХНМА:
/ — требования технических условий на поковки (0 200 мм) из металла открытой вып-
лавки; 2 — слиток ЭШП (радиальные образцы 0200 мм); 3 — слиток ЭШП (продоль-
ные образцы 0 200 мм)
5. Содержание неметаллических включений
в стали 38ХС до и после ЭШЛ
Способ получения стали Применяемый флюс Содержание, % (объем.доля)
оксидов суль- фидов нитри- дов всего
Открытая — 0,0028 0,0017 0,0001 0,0046
выплавка
ЭШЛ АНФ-6 0,0021 0,0003 0,0001 0,0025
АНФ-6 с РЗМ 0,0013 0,0004 0,0001 0,002.3
АНФ-7 0,0004 — 0,0002 0,0006
АНФ-7 с РЗЧ 0,0007 0,0002 0,0002 0.0011
АНФ-25 0,0008 0,0001 0,0004 0,0013
АНФ-25 с РЗМ 0,0011 0,0014 0,0002 0,0027
608
ЭЛЕКТРОШЛАКОВОЕ ЛИТЬЕ
6. Число неметаллических включений в стали 38ХС
до и после ЭШЛ
Способ полу- чения стали Применяемый флюс Число включений с равмерами,
о СО 3,1—5,6 5,61—9,9 мкм 3,1—5,6 5,61—9,9 Всего
Всего о СО
Открытая 52 Ок 119 сиды 20 191 9 Hui 3 трид 0 ы 12
выплавка
ЭШЛ АНФ-6 67 81 21 169 0 3 0 3
АНФ-6 с РЗМ 52 103 9 164 3 6 0 9
АНФ-7 АНФ-7 с РЗМ 26 41 12 38 0 3 38 82 6 9 15 6 0 0 21 15
АНФ-25 АНФ-25 с РЗМ 18 32 44 73 3 0 65 105 15 6 20 9 0 0 36 15
Открытая 90 Сум 61 ьфид1 15 л 166 Ct, че 151 1ММСЦ. ство 183 эное вклю 35 коли- мнений 369
выплавка
ЭШЛ АНФ-6 0 18 3 21 67 102 24 193
АНФ-6 с РЗМ 12 29 0 41 67 138 9 214
АНФ-7 АНФ-7 с РЗМ 0 0 0 15 0 0 0 15 32 50 27 59 0 3 59 112
АНФ-25 АНФ-25 с РЗМ 0 0 3 41 0 6 3 47 33 38 67 123 3 6 103 167
Примечание. Включения размером 10 мкм и более не обнаружены.
открытой выплавки по такому пока-
зателю, как критическая температура
хрупкости (рис. 18). Его высокие свой-
ства подтверждаются также сравнением
с деформированным металлом открытой
выплавки по таким показателям, как
ударная вязкость и К1с, характери-
зующим стойкость стали к динамиче-
скому развитию трещин.
Испытания гладких образцов и с над-
резами различного радиуса из литого
электрошлакового металла и деформи-
рованного на малоцикловую усталость
на воздухе, в коррозионной (3 %-ный
водный раствор хлористого натрия) и
наводороживающей (3 %-ный раствор
хлористого натрия с катодной поляри-
зацией) средах показали преимущества
литого металла, которое тем больше,
чем острее концентратор (рис. 19).
Литой электрошлаковый металл от-
личается лучшей свариваемостью, по
сравнению с деформированным метал-
лом открытой выплавки, что под-
тверждают более высокие показатели
ударной вязкости литого металла в
зоне термического влияния [6]. На-
личие в нем неметаллических включе-
ний, равномерно диспергированных в
объеме отливки, способствует возник-
новению эффекта упрочнения ме-
талла.
Оборудование для ЭШЛ
609
Рис* 18. Критическая температура
хрупкой стали 20Х2М:
1 — для плиты толщиной 100 мм, полу-
ченной ЭШЛ; 2 — для листового проката
толщиной 100 мм открытой выплавки
Инструмент, изготовленный из
электрошлаковых отливок, имеет стой-
кость в 1,5—2,5 раза выше, чем ин-
струмент, изготовленный из деформи-
рованного металла открытой вып-
лавки.
Макроструктура литого электро-
шлакового металла характеризуется
крупнозернистым строением, что яв-
ляется одной из причин снижения
эксплуатационных свойств металла
обычного литья.Механические свойства
литого электрошлакового металла не
зависят от особенности макрострукту-
ры отливки и отличаются изотроп-
ностью в направлении вдоль и попе-
рек кристаллов и по границе между
кристаллами. Его свойства могут быть
улучшены при улучшении кристалли-
зационной структуры отливки, по-
вышении его чистоты благодаря при-
менению многокомпонентных шлаков,
использовании РЗМ, макрохолодиль-
ников и других средств, направленных
на повышение качества отливок 111].
5. Оборудование для ЭШЛ
При ЭШЛ используют установки
для подачи в литейную форму расходу-
емых электродов, литейные формы,
источник электрического тока (транс-
форматор) и вспомогательное обору-
дование — установку для расплавле-
ния и заливки шлака, стенд для сбор-
ки и сварки электродов.
Литейные формы. Отливки наиболее
сложной формы получают в неподвиж-
ных относительно выплавляемых за-
готовок литейных формах. Существуют
два типа таких форм. К первому типу
относятся формы (рис. 20), в которых
отливка выплавляется целиком, ко
второму — формы (рис. 21), в которых
Рис. 19. Влияние радиуса надреза на долговечность стали 20ХГС2Н при мало-
цикловой усталости в различных средах:
1 — на воздухе; 2 — в коррозионной среде; 3 — в наводороживающей среде (светлые
значки — исходный металл, темные — после ЭШЛ)
20 Ефимов
810
ЭЛЕКТРОШЛАКОВОЕ ЛИТЬЕ
Рис. 20. Литейная форма для выплавки целой отливки
выплавляется объединяющая часть бу-
дущего изделия, а объединяемые ча-
сти, полученные заранее методом ЭШЛ
или любым другим способом и уста-
новленные в соответствующих отвер-
стиях такой формы, приплявляются
к этой объединяющей части [7].
При получении фасонных отливок
с приливами и полостями в литейной
форме (см. рис. 20) предусматривают
Рис. 21. Литейная форма для выплав-
ки объединяющей части отливки
разъемы, делящие ее на более простые
элементы. Эти разъемы позволяют ос-
вободить отливку от отдельных ча-
стей формы. По мере усложнения кон-
фигурации отливки увеличивается и
число разъемов формы.
Литейные формы с разъемами могут
быть двух типов. К первому типу от-
носятся формы, разборку которых про-
водят после полного остывания от-
ливки. Однако в тех случаях, когда
отл льные части формы могут ока-
зат ся зажатыми между усаживаю-
щимися во время остывания высту-
пами о гл ивки, предусматривается воз-
можность освобождения уже закри-
сталлизовавшейся части отливки от
соответствующих частей формы. Такие
литейные формы (рис. 22) относятся
ко второму типу.
Литейная форма для ЭШЛ с перели-
вом металла содержит не менее двух
частей: неподвижную для формирова-
ния отливки и подвижную (плавиль-
ную емкость) для накапливания жид-
кого металла (рис. 23). Полость формы
ограничена водоохлаждаемыми стен-
ками с трех сторон. Вдоль открытой
(четвертой) стороны перемещается
плавильная емкость, представляющая
собой водоохлаждаемую металличе-
скую коробчатую конструкцию, у ко-
торой место плавления расходуемых
Оборудование для ЭШЛ
611
элзптродов ограничено с трех сторон
низкими стенками. Четвертая, укоро-
ченная стенка плавильной емкости
имеет порог для слива металла и пред-
назначена для формирования поверх-
ности отливки, выплавляемой в не-
подвижной форме. Роль четвертой
стенки для плавильной емкости вы-
полняет сама форма.
В условиях ЭШЛ равномерный от-
вод тепла от всех частей сложной ли-
тейной формы, особенно удаленных
от места плавления электродов, при-
водит к ухудшению качества поверх-
ности отливок. На таких поверхностях,
формируемых в нишах формы, могут
образовываться гофры. В связи с этим
возникает необходимость в дифференци-
рованном охлаждении различных ее
частей. В некоторых случаях водяное
охлаждение отсутствует, а части фор-
мы выполняют в виде неохлаждаемых
металлических или неметаллических
элементов.
Дальнейшее усложнение формы вы-
зывает необходимость оказывать при-
нудительное воздействие на жидкий
металл, чтобы обеспечить его затека-
ние в самые отдаленные от места плав-
ления электрода части ее рабочей по-
лости. В этих целях применяют уст-
ройства для вращения металлической
ванны, возвратно-вращательного пере-
мещения формы и электродов или
электромагнитного вращения шлако-
вой и металлической ванн, подачу
жидкого металла под давлением в от-
даленные места полости формы.
Дорны. Для формирования полостей
и отверстий в электрошлаковых от-
ливках применяются различные кон-
струкции водоохлаждаемых металли-
ческих дор нов, в основном неподвиж-
ных относительно отливки. Подвиж-
ные дорны используют при выплавке
длинномерных отливок, таких, как
полые трубные заготовки, трубы.
Наиболее простыми по конструкции
являются дорны разового использо-
вания. Их изготовляют из малоугле-
родистой стали толщиной до 4—6 мм
с водяным охлаждением рубашечного
типа (рис.24,а) или с демпфирующими
продольными вогнутостями (рис. 24, б)
на их рабочей стенке. Используют
также разъемные дорны со складыва-
ющейся стенкой (рис. 25, а), раздвиж-
20*
Рис. 22. Литейная форма для последо-
вательного освобождения закристал-
лизовавшихся частей отливки
Рис. 23. Литейная форма ЭШЛ с пе-
реливом металла
ви
ЭЛЕКТРОШЛАКОВОЕ ЛИТЬЕ
Рис. 24. Дорны с охлажде-
нием рубашечного типа и
демпфирующей стенкой
Рис. 25. Разъемные дорны со складывающейся стенкой, с раздвижными стенками
и с легкоплавкой металлической или неметаллической вставкой
Рис. 26. Дорн многократного исполь-
зования:
1 — массивный дорн; 2 — водоохлаждае-
мая рубашка; 3 — каналы для охлаждаю-
щей воды
ные (рис. 25, б), с металлической
(легкоплавкой) или неметаллической
вставками (рис. 25, в) разового при-
менения.
Одна из конструкций дорна много-
разового использования выполнена в
виде, массивного металлического сер-
дечника, заключенного в водоохлаж-
даемую рубашку (рис. 26). Попереч-
ное сечение сердечника делается та-
ким, чтобы напряжение сжатия в нем
не превосходило предела текучести
материала, из которого он изготовлен.
Жесткая конструкция дорна гаранти-
рует отделение его от отливки без
приложения усилий извне. Сразу после
окончания плавки отключают охлаж-
дение дорна, который прогревается,
после чего его охлаждение возобнов-
Оборудование для ЭШЛ
61&
Рис. 27. Установка УШ-101
ляется. Размеры дорна уменьшаются,
и он свободно извлекается из полости
отливки.
Оборудование для ЭШЛ. Усложнение
формы отливок, получаемых ЭШЛ,
привело к необходимости отказаться
от использования универсальных элект-
рошлаковых установок и создавать
специализированные установки ЭШЛ.
Важным достоинством специализи-
рованных установок ЭШЛ является
возможность механизировать боль-
шую часть технологических операций,
упростить обслуживание установок,
максимально повысить их производи-
тельность.
Для получения деталей коленчатых
валов судовых дизелей массой до
20 т и шеек диаметром до 1000 мм
предназначена специализированная
установка типа УШ-101 (рис. 27).
Техническая храктеристика
установки УШ-101
Максимальная масса вы-
плавляемого слитка, т . . 10
Мощность трансформато-
ра, кВ* А............. 3500
Максимальный ток, кА 35
Удельный расход элек-
троэнергии, кВт-ч/т . . 1100—1300
Расход охлаждающей
воды, м3/ч.......... 200
Масса печи, т....... НО
Габаритные размеры, мм:
высота ............. 9 400
длина............... 13 000
ширина ....... 8 500
Установка УШ-101 состоит из колон-
ны квадратного сечения. На колон-
не смонтированы две тележки. Верх-
няя тележка снабжена сменными элект-
рододержателями, позволяющими вес-
ти плавку по монофилярной или би-
филярной схеме подключения элект-
родов. На нижней тележке устанавли-
ваются сменные формы, необходимые
для получения кривошипов или шеек
различных типоразмеров.
При небольшом переоснащении ус-
тановка УШ-101 пригодна для вып-
лавки заготовок других деталей судо-
вых дизелей (например, шатунов, што-
ков поршней, клапанов и др.).
Комплекс электрошлакового ли-
тья типа УШ-108 предназначен для
получения деталей тяжелых станков
614
ЭЛЕКТРОШЛАКОВОЕ ЛИТЬЕ
Рис. 28. Установка Р-951К
и прессов массой до 1000 т в вод о охла-
ждаемые литейные формы.
Отличительной особенностью комп-
лекса является наличие трех устано-
вок, которые могут работать раздельно
с использованием трех литейных форм
или общей для трех установок формы.
В общей форме получают отливку
массой более 35 т или с большими га-
баритными размерами. Расходуемые
электроды переплавляются по двум
схемам — монофи ляр ной и бифи ляр-
вой.
Техническая характеристика
комплекса электрошлакового
литья УШ-108
Максимальная масса вы-
плавляемой отливки, т 100
Максимальный диаметр
выплавляемой отливки,
мм....................... 2500
Число печных трансфор-
матор аов ............ 3
Мощность трансформа-
тора, кВ* А.............. 5000
Вторичное напряжение,
В ...................... 160—40
Максимальный ток, кА 50
Удельный расход элек-
троэнергии, кВт*ч/т. . 1100—1300
Производительность, кг/ч 800—3600
Расход охлаждающей
воды, м3/ч............ 600
Масса комплекса, т . . . 250
Высота установок над
уровнем пола, мм . . . 17 300
Установка Р-951 К (рис. 28) и У-552
используют для изготовления загото-
вок корпусов энергетической арма-
туры.
Технические характеристики
установок для получения корпусов энергетической арматуры
Максимальная масса отливки, т..........
Мощность трансформатора, кВ*А..........
Тип трансформатора.....................
Р-951К
2
1000
ЭОМН-2000/70
Вторичное напряжение, В................
Максимальный ток на электродах, кА . .
Род электрического тока................
Частота электрического тока, Гц - . . .
Число фаз .............................
Производительность, кг/ч .............
Длина оплавляемой части электрода, мм .
Расход охлаждающей воды, м8/ч . . . .
Масса установки, т.....................
93,7—41,7
14
У-652
5
2500
ЭОДЦН-4800/10
со средней
точкой
122,4—41,4
25
Переменный
50
1
200—700 300—1000
3300 5300
80 120
15 40
Оборудование для ЭШЛ
815
Рис. 29. Установка
УШ-106
Промышленная специализирован-
ная установка УШ-106 (рис. 29) пред-
назначена для получения половинок
бандажей массой до 60 т и более
Техническая характеристика
установки УШ-106
для получения заготовок
цементных печей
Максимальная масса от-
ливки, т.............. 60
Мощность источника пи-
тания, кВ* А ......... 2500
Число источников пита-
ния .................. 2
Вторичное напряжение,
В.................... 120—40
Максимальный ток на
электродах, кА ... . 56
П р о из вод ите л ь ность,
кг/ч ................. 1000—3000
Расход охлаждающей
воды, м3/ч .............. До 40
Установка снабжена двумя электро-
дами, включенными последовательно
по бифилярной схеме, и подводом сред-
ней точки трансформатора к поддону.
Возможна попеременная подача элект-
родов в плавильное пространство.
Установка содержит водоохлаждае-
мую форму, закрепленную на станине.
Стенки формы, предназначенные для
формирования внешней и внутренней
поверхностей отливки, изогнуты по
наружному и внутреннему радиусам
выплавляемой заготовки бандажа.
Для получения заготовок коленча-
тых, эксцентриковых и других валов
используют установку УШ-109.
Техническая характеристика
установки УШ-109
Мощность источника пита-
ния, кВ-А............... 726
Напряжение, В:
первичное............... . 380
вторичное.............73—40
Максимальный ток, кА . . 10
Размеры электродов, мм:
диаметр.................40—90
длина................. 2000
Производительность, кг/ч 80—200
Расход охлаждающей воды,
м8/ч........................До 10
Масса установки, т. . . . 3,5
Установка состоит из двух основных
узлов: загрузочного устройства и ли-
тейной формы (плавильного устрой-
ства). В состав загрузочного устрой-
ства входят корпус установки и при-
вод подачи электродов, который пред-
ставляет собой систему подвижных вал-
ков, подающих электрод и подводя-
щих к нему ток. Плавильное устройство
состоит из подвижной тележки, на
которой установлена литейная форма.
В состав вспомогательного оборудо-
вания участков ЭШЛ входят установки
для приготовления жидкого флюса,
616
ЭЛЕКТРОШЛАКОВОЕ ЛИТЬЕ
Рис. 30. Типичная планировка участка ЭШЛ:
1 — место хранения кристаллизаторов; 2 — пульт управления флюсоплавильной уста-
новки; 3 — трансформатор установки ЭШЛ; 4 — водяной коллектор; 5 — флюсоплавиль-
ная установка; 6 — установка ЭШЛ; 7 — бункер для флюса; 8 — весы; 9 — свароч-
ный пост; 10 — стеллаж для хранения электродов; 11 — пульт управления установкой
ЭШЛ; 12 — пультовая; 13 — устройство для раздачи и слива охлаждающей воды
устройства для подготовки электродов:
машины для зачистки поверхности
электродов от окалины и ржавчины
наждачными кругами или иглофре-
зами и машины для дробеструйной об-
работки; инвентарные головки, к ко-
торым привариваются электроды; уст-
ройство для дуговой, электрошлаковой
или контактной сварки электродов
с инвентарными головками; устройства
для заливки (желоба и воронки) и
слива шлака; дозаторы для ввода
твердых добавок (флюса или его ком-
понентов, раскислителей, модифика-
торов, легирующих элементов); тер-
мосы для замедленного охлаждения
отливок из легированных и инстру-
ментальных сталей; механизмы для
транспортировки отливок; печи для
прокалки флюса и т. д. На участке
ЭШЛ должны быть бункеры для хра-
нения флюса, лигатуры, модификато-
ров и раскислителей, стеллажи для
хранения оснастки (литейных форм
и дорнов) и расходуемых электродов.
От правильного и рационального рас-
положения основного и вспомога-
тельного оборудования на участке
ЭШЛ во многом зависят эффектив-
ность его работы, условия труда об-
служивающего персонала. На рис. 30
показана типичная планировка участ-
ка ЭШЛ, оснащенного одной установ-
кой ЭШЛ средней мощности.
6. Влияние
на окружающую среду
Производство ЭШЛ отвечает самым
строгим требованиям санитарно-гигие-
нических условий труда. Однако из-за
того, что процесс ЭШЛ является бес-
камерным, имеет место выделение из
жидкого шлака некоторого количе-
ства дыма и газов. Образование дыма
в этом процессе связано с испарением
из шлака компонентов, имеющих ма-
лую упругость пара. В дальнейшем
при понижении температуры паро-
газовой фазы происходит их конден-
сация.
При ЭШЛ под шлаками системы
CaF2—СаО—Д12О3 или CaF2—СаО—
Эффективность применения ЭШЛ
617
7. Расчетные и фактические
концентрации (мг/м3) вредных
веществ в отходящих газах
при ЭШЛ перед газоочистными
сооружениями
Вещество Расчет- ная кон- центра- ция Фактиче- ская кон- центрация
Дымовые ча- стицы (пыль) 150-450 120— 12 000
Фтористый водород 6,0—18 1,0—150
Сернистый ангидрид 120—350 15—600
Оксид углерода 2—6 0,1—25
SiO2 происходит образование газо-
образных соединений типов: фтористый
водород, фторид кремния, сернистый
ангидрид, оксид углерода. Удаление
дымовых частиц и газов из литейной
формы в процессе ЭШЛ надежно обес-
печивается дымоотсосами. Обычно ды-
моотсос втягивает в 2—6 раз большее
количество воздуха, чем количество
насыщенного газами и пылью воздуха,
выходящего из литейной формы в
результате его конвективного об-
мена.
Предельно допустимые концентра-
ции некоторых вредных веществ в воз-
духе представлены в табл. 7 [2]. Кон-
центрация вредных веществ в отхо-
дящих газах при ЭШЛ (табл. 8) [1]
существенно превышает указанные до-
пустимые концентрации.
Выделяющиеся во время ЭШЛ ды-
могазовые смеси подвергаются мокрой
или сухой очистке в специальных уст-
ройствах. Современные газоочистные
устройства обеспечивают снижение со-
держания фтористого водорода до
1 мг/м8, что существенно ниже самых
строгих санитарно-гигиенических
норм. Таким образом, применение газо-
очистных средств в цехах и на участках
ЭШЛ гарантирует сохранение чистоты
окружающей среды как на самих
предприятиях, так и вблизи их.
8. Предельно допустимые
концентрации (мг/м3) некоторых
вредных веществ в воздухе
Вещество В воздухе произ- водственных поме- щений (максималь- ная разовая) В атмосфере веселенных мест
максималь- ная разо- вая среднесу- точная
Оксид углерода 30 3,0 1,0
Сернистый ангидрид 10,0 0,5 0,15
Серная кислота 1,0 0,3 0,1
Фтористый водород 0,5 0,02 0,005
Нетоксичная пыль 6,0 0,5 0,15
Пыль, содер- жащая 10— 70% SiO2 2,0
7. Эффективность
применения ЭШЛ
Производство заготовок ЭШЛ вза-
мен поковок и стальных отливок имеет
следующие преимущества: экономится
значительное количество металла; воз-
можен переход к новым^ более эконо-
мичным конструктивным решениям;
отменяется дорогостоящий передел —
ковка, что ведет к снижению приве-
денных затрат; значительно сокраща-
ется объем обработки резанием, что
также ведет к снижению приведенных
затрат; резко снижается потребность
в кузнечно-прессовом; металлорежу-
щем и крановом оборудовании; вы-
свобождаются рабочие дефицитных спе-
циальностей для выполнения других
работ; высвобождаются производ-
ственные площади; повышается куль-
тура производства, улучшаются тех-
ника безопасности и гигиена труда;
уменьшаются отходы металла, сни-
жается трудоемкость механической об-
работки заготовок.
ЭЛЕКТРОШЛАКОВОЕ ЛИТЬЕ
9. Удельный расход металла (т)
на изготовление 1 т изделий
из поковок и отливок ЭШЛ
Передел Итого на 1 т изделий Исполь- зование металла, %
Ков- ка ЭШЛ Реза- ние
1,5 -А 2,5 3,75 27
1,1 1,3 1,40 70
Затраты производства на ЭШЛ со-
стоят в основном из расходов на про-
изводство электродов, флюса, электро-
энергию, воду, водоохлаждаемые ли-
лейные формы и заработную плату.
Затраты на расходуемые электроды
определяются способом их изготовле-
ния и составляют до 70% себестои-
мости электрошлаковых отливок.
На металлургических заводах при-
меняют четыре способа производства
расходуемых электродов: прокаткой
на сортовых станах, ковкой на прес-
сах и молотах, литьем в специальные
изложницы и литьем на машинах не-
прерывного и полунепрерывного литья
заготовок.
Наименьшую себестоимость имеют
электроды, выплавляемые на ма-
шинах непрерывного литья заготовок
(МНЛЗ) и наибольшую — кованые, что
связано с самыми высокими расходами
по переделу в кузнечных цехах по
сравнению с другими методами изго-
товления электродов. Себестоимость
ЭШЛ может быть снижена без ущерба
для качества отливки, если добавлять
к свежему флюсу уже отработанный.
Количество таких добавок определя-
ется требованиями к металлу литого
изделия и может достигать 20—25%.
Не исключается также повторное
и даже многократное использование
отработанного флюса.
В установках ЭШЛ широко приме-
няют литейные формы из меди. Они
долговечны (способны выдержать до
нескольких сотен плавок), надежны
в работе. Могут быть использованы
стальные водоохлаждаемые формы. Они
как правило, более технологичны в
изготовлении и выполняются из мало-
углеродистой стали, стоимость их на
25—90% ниже стоимости медных. В них
можно выплавить до 40—60 отливок,
С усложнением конструкции литей-
ной формы повышается и стоимость
ее изготовления. Поэтому для полу-
чения небольших партий отливок в ряде
случаев целесообразно применять
стальные формы.
При замене поковок электрошлако-
выми отливками расход металла бла-
годаря уменьшению припусков на об-
работку резанием снижается почти
в 2 раза. Кроме того, достигается
экономия металла в процессе техно-
логического передела — в среднем
на 1 т поковок расходуется 1,5 т
металла [8], в то время как на изго-
товление такого же числа заготовок
ЭШЛ — не более 1,1 т.
Установленный расход металла на
1 т поковок и отливок ЭШЛ по за-
данным изделиям приведен в табл. 9
[8]. Таким образом, при переходе от
ковки (из слитков открытой выплавки)
на ЭШЛ использование металла по
заданным видам изделий повышается
с 27 до 70%, или в 2,6 раза, что соот-
ветствует экономии металла на 1 т
годных изделий, равной 2,32 т.
Ковка из слитков и проката — до-
рогостоящие операции из-за значи-
тельных отходов металла. В среднем
на 1 т поковок расходуется 1,5 т
металла. При этом в структуре себе-
стоимости производства поковок из
углеродистых сталей основные мате-
риалы (без учета отходов) составлют
35—45%, а из легированных — 50—
60%. Количество отходов можно со-
кратить, если ковку заменить ЭШЛ.
Удельный расход металла на 1 т
заготовок приведен в табл. 9. Та-
ким образом, при ЭШЛ экономия
металла в расчете на 1 т поковок
составляет 0,4 т.
Вторая по величине группа затрат
связана с использованием основных
фондов и составляет для углеродистых
сталей 19—25% , для легированных —
16—23% [8].
Данные табл. 9 свидетельствуют об
уменьшении удельного расхода ме-
талла на 1 т изделия при переходе
от поковок к заготовкам ЭШЛ в
среднем на 1,2 т, т. е. при изготовле-
нии 1 т изделий происходит сокраще-
ние объема работ, равное объему
Перспективы развития ЭШЛ
819
работ по обработке резанием загото-
вок, на 1,2 т, что дает значительный
экономический эффект. Достаточно ска-
зать, что на снятие 1000 т стружки
резцами и фрезами затрачивается труд
более 160 станочников, используется
100 металлорежущих станков, 4тыс.м2
производственной площади, свыше
800 тыс. кВт-ч электроэнергии [11].
Резкое уменьшение объема работ
по механической обработке позволит
высвободить большое количество ме-
таллорежущего оборудования и ра-
бочей силы для использования на дру-
гих операциях,
8. Перспективы
развития ЭШЛ
Технология ЭШЛ основана на плав-
лении расходуемых электродов не-
посредственно в литейной форме, где
происходит формирование отливки в
результате свободного затекания жид-
кого металла в полости формы. Поэ-
тому стенки отливки имеют достаточно
большую толщину и простую форму.
Процесс ЭШЛ вследствие его специ-
фики (последовательного наплавления
и одновременной кристаллизации от-
ливки) малопроизводителен. И это
часто является препятствием для его
применения в крупносерийном произ-
водстве.
Повышение производительности про-
цесса ЭШЛ при увеличении подводи-
мой электрической мощности и в ре-
зультате этого ускорения плавления
расходуемых электродов приводит к
увеличению объема металлической ван-
ны. Развиваются процессы ликвации,
ведущие к образованию химической
неоднородности, изменяются условия
кристаллизации, что может способ-
ствовать развитию в отливках явле-
ний физической и структурной не-
однородности .
Чтобы избежать указанных нежела-
тельных явлений, необходимо пода-
вать в металлическую ванну присадоч-
ные материалы в виде гранулирован-
ных кусков металла того же, а иногда
и отличного от металла расходуемых
электродов химического состава. Вве-
дение металлических гранул (напри-
мер, в виде дроби, проволочной сечки,
крупки) способствует переохлажде-
нию металлической ванны и еще боль-
шему повышению производительности
процесса. Размеры гранул и их коли-
чество определяются размерами метал-
лической ванны.
Дальнейшее совершенствование тех-
ники введения присадочных материа-
лов в зону плавления расходуемых
электродов будет способствовать улуч-
шению качества отливок, управлению
их химическим составом, что особенно
важно, например, когда электроды
изготовляют из металла-полупродукта.
Все более широкое применение при
ЭШЛ находят полые и составные по
высоте электроды. Так, для ЭШЛ за-
готовок переменного по высоте сече-
ния целесообразно использовать рас-
ходуемые электроды также перемен-
ного по высоте сечения. Такого рода
техника вполне оправдала себя, на-
пример, при отливке отдельных эле-
ментов кривошипов судовых колен-
чатых валов, шатунов крупных судо-
вых дизелей. При выплавке заготовок
переменного сечения следует ориенти-
роваться также на попеременную пе-
редачу электродов заданного различ-
ного поперечного сечения. При созда-
нии новых конструкций расходуемых
электродов следует учесть возможность
сочленения по высоте массивных, рас-
щепленных и даже полых элементов.
Следует все более широко приме-
нять при ЭШЛ многокомпонентные
шлаковые системы, которые обладают
хорошей рафинирующей способностью
и не содержат дефицитных компонен-
тов. При этом важно стремиться к
снижению содержания в них дорого-
стоящего и остродефицитного флюо-
рита.
Большие возможности заключаются
в повторном использовании отрабо-
танного шлака. С одной стороны, это
ведет к снижению себестоимости от-
ливок, с другой — дает возможность
несколько снизить содержание водо-
рода в металле (как известно, в отра-
ботанном шлаке водорода всегда мень-
ше, чем в свежеприготовленном).
Перспективно дальнейшее совер-
шенствование технологии получения
методом ЭШЛ композитных отливок
приплавлением закладных деталей к
отливке»
626
ЭЛЕКТРОШЛАКОВОЕ ЛИТЬЕ
Создаваемое вновь оборудование для
получения небольших отливок дол-
жно ориентироваться на практически
непрерывную плавку электродов не-
большого сечения. Такие установки
должны иметь механизированные и
автоматизированные устройства для
быстрого и надежного «раздевания» от-
ливки. С целью повышения произво-
дительности оборудование для ЭШЛ
должно быть, как правило, многопо-
зиционным.
Из опыта ЭШЛ известно, что разъем-
ные формы больше подвержены уси-
ленной тепловой деформации, чем не-
разъемные. Предстоит изыскать не-
сложные в исполнении и высокона-
дежные средства управления темпера-
турными полями, возникающими в от-
дельных элементах формы, и разра-
ботать новые конструкции литейных
форм с учетом особенностей их работы.
В связи с увеличением сложности
формы отливок, получаемых ЭШЛ,
необходимо решить вопросы, связанные
с усадкой отливок. Это обстоятельство
требует особого внимания при кон-
струировании литейных форм, отсут-
ствие податливости у которых дол-
жно компенсироваться наличием со-
ответствующих разъемов и техникой
«раздевания» отливок.
Очень важно при ЭШЛ учитывать
жидкотекучесть металла в шлаке и
связанную с этим его способность
хорошо заполнять форму, зависящую
от физико-химических и теплофизиче-
ских характеристик расплава, осо-
бенностей токораспределения и тепло-
выделения в жидком шлаке. Изменяя
состав шлака, топографию расходуе-
мых электродов в форме и схему пита-
ния их электрическим током, можно
в достаточно широких пределах уп-
равлять процессами заполнения формы.
Одна из главных задач повышения
качества литого электрошлакового ме-
талла заключается в полной воспро-
изводимости от отливки к отливке
условий ЭШЛ (при неизменном ка-
честве электродов и флюса). Для ус-
пешного решения этой задачи потре-
буется дальнейшее совершенствование
автоматизированной системы управ-
ления процессом ЭШЛ. Применение
электрошлаковых установок с АСУ
ТП ЭШЛ будет сопровождаться сокра-
щением численности обслуживающего
персонала, а следовательно, и затрат
на ЭШЛ.
Список литературы
1. Артамонов В. Л. К вопросу о
выделении дыма и газов при электро-
шлаковом переплаве//Проблемы специ-
альной электрометаллургии. Вып. 13.
Киев: Наукова думка. 1980. С. 36—40.
2. Гордон Г. М., Пейсахов И. Л.
Пылеулавливание и очистка газов.
М.: Металлургия, 1968. 499 с.
3. Металлургия электрошлакового
процесса/Б. И. Медовар, А. К.‘ Цы-
куленко, В. Л. Шевцов и др. Киев:
Наукова думка, 1986. 248 с.
4. Некоторые вопросы упрочне-
ния электрошлаковой стали//Г. А. Три-
нев, В. Я. Саенко, Г. А. Бойко и др.//
Проблемы специальной электроме-
таллургии. Вып. 1. Киев: Наукова
думка, 1975. С. 28—33.
5. Новый способ сварки загото-
вок сверх крупных сечений: электро-
шлаковая сварка неподвижным элект-
родом с дооавкой кусковых материа-
лов (ЭШС КПМ)/Б. Е. Патон,
Б. И. Медовар, В. П. Андреев и др.//
Проолемы электрошлаковой техно-
логии. Киев: Наукова думка, 1978.
С. 40—47.
6. Патон Б. Е., Медовар Б. И.,
Бойко Г. А. Электрошлаковое литье.
Киев: Наукова думка, 1980. 198 с.
7. Патон Б. Е., Медовар Б. И.,
Бойко Г. А. Электрошлаковое ли-
тье//Литейное машиностроение. C-IV.
М.: НИИмаш, 1974. 74 с.
8. Расчеты экономической эф-
фективности новой техники: Справоч-
ник/Под ред. К. М. Великанова.
Л.: Машиностроение, 1975. 426 с.
9. Харченко В. А., Богданова Н. В.,
Троянский А. А., Дегтярева Б. В.
Исследование возможности модифи-
цирования стали в процессе ЭШП//
Проблемы специальной электрометал-
лургии. Вып. 4. Киев: Наукова думка,
С. 40—45.
10. Электрошлаковый металл/Под
общей ред. Б. Е. Патона, Б. И. Медо-
вара. Киев: Наукова думка, 1981.680 с.
И. Кучерявий I. М. Шляхи шд-
вищення эффективност! загоп вел ь-
ного виброництва у машинобудуваннь
Кшв: Наукова думка, 1973. 182 с.
Сущность процесса, его достоинства и область применения 621
Глава IV
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
В ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЕ КРИСТАЛЛИЗАТОРЫ
1. Сущность процесса,
его достоинства и область
применения
Жидкий металл в пульсирующем
электромагнитном поле испытывает си-
ловое воздействие, возникающее вслед-
ствие взаимодействия вихревых токов,
наведенных в металле, с магнитным
полем индуктора. В результате жид-
кий металл, находящийся под неко-
торым гидростатическим давлением,
удерживается от растекания и отжи-
мается в радиальном направлении от
индуктора. Образующийся при этом
столб жидкого металла повторяет
форму индуктора и приобретает раз-
меры, зависящие от интенсивности
магнитного поля.
Формируемый магнитным полем
столб жидкого металла опирается на
токопроводящее основание, пред-
ставляющее собой металлическую
затравку, в процессе литья пре-
вращающуюся в кристаллизующийся
слиток. Охлаждающая среда обеспе-
чивает частичное затвердевание жид-
кого столба (образование корочки)
в зоне действия магнитного поля и
полную кристаллизацию непрерывно
вытягиваемого слитка. Фронт кри-
сталлизации на поверхности слитка,
выше которого располагается форми-
руемая магнитным полем жидкая зона
определенной высоты, находится на
некотором расстоянии от места подачи
охлаждающей среды.
Процесс литья сопровождается цир-
куляцией расплава в жидкой фазе
слитка под действием массовых сил
электромагнитного происхождения.
Метод реализован с помощью нового
класса конструкций формообразова-
телей — электромагнитных кристал-
лизаторов (ЭМК).
Основные преимущества метода ли-
тья в ЭМК достигаются в результате
отсутствия на любой стадии процесса
физического контакта между формо-
образователем и слитком, благоприят-
ного воздействия на формирование
структуры слитка массообменных и
тепловых процессов в жидкой фазе
(лунке) слитка и улучшения условий
охлаждения.
Отсутствие контакта с формообразо-
вателем исключает образование лик-
вационных наплывов и механических
дефектов, а наличие-жидкой зоны над
кристаллизующейся частью слитка
предотвращает возможность образо-
вания неслитин. По этим причинам
слиток имеет гладкую и блестящую
поверхность (рис. 1).
Структура слитка, в особенности его
периферийной области, характери-
зуется однородностью химического со-
става, тонким и равномерным кристал-
Рис. 1. Поверхности круглых слит-
ков, отлитых в ЭМК (а) и кристал-
лизатор скольжения (КС) (б)
622
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ В ЭМК
ли чески м строением, высокими меха-
ническими свойствами, особенно пла-
стическими .
Химическая неоднородность про-
является в поверхностном слое на
глубине, не превышающей долей мил-
лиметра. Улучшаются структура и
свойства, хотя и менее значительно,
и в центральной части слитка. Высо-
кое качество структуры слитков яви-
лось следствием повышения скорости
кристаллизации, изменения формы и
уменьшения глубины лунки и улуч-
шения питания кристаллизующихся
объемов слитка.
К достоинствам нового метода ли-
тья, обусловленным указанными осо-
бенностями процесса, следует также
отнести возможность повышения ско-
рости литья на 15—30%, уменьшение
расхода охлаждающей среды в 1,5—
2,0 раза, улучшение условий труда
вследствие ликвидации операций сма-
зывания кристаллизаторов и уплот-
нения зазора между затравкой и
кристаллизатором шнуровым асбес-
том.
Высокие технико-экономические по-
казатели при литье слитков алюминие-
вых сплавов в ЭМК достигнуты, преж-
де всего, благодаря ликвидации ме-
ханической обработки слитков при
производстве большинства видов полу-
фабрикатов и сплавов. Существенным
является также повышение тех ноле/и-
ческих свойств металла в процессе
деформации слитка.
За сравнительно короткий период
новый метод литья получил широ-
кое развитие и в значительной мере
заменил традиционный способ не-
прерывного литья слитков из алюми-
ниевых сплавов.
Из слитков, отлитых в ЭМК, произво-
дят широкую номенклатуру полуфаб-
рикатов алюминиевых сплавов. Су-
ществующие технология и конструк-
ции ЭМК позволяют отливать плоские
слитки прямоугольной формы, с за-
кругленной и круглой малой гранью,
шестигранные. Серийно отливаемые
плоские слитки различной формы име-
ют размеры, мм: толщину до 400,
ширину до 1800. Не вызывает затруд-
нений литье слитков толщиной до
600 мм; в небольших количествах
отливаются слитки шириной до
2100 мм. Диаметры круглых слитков,
отливаемых в ЭМК. составляют 144—
800 мм. Имеется положительный опыт
литья полых слитков с наружным и
внутренним диаметром, мм: 362/140
и 789/525 [1].
2. Электромагнитные
кристаллизаторы
Электромагнитный кристаллизатор
(рис. 2) состоит из возбуждающего
переменное электромагнитное поле
индуктора /, электромагнитного эк-
рана 2, служащего для коррекции
распределения магнитного поля на
поверхности жидкой зоны и регули-
рования интенсивности циркуляции и
кольцевого охладителя 5, обеспечи-
вающего равномерную подачу охла-
ждающей жидкости.
К основным геометрическим пара-
метрам ЭМК следует отнести воз-
душный зазор между индуктором, эк-
раном и слитком, отношение высоты
индуктора к его диаметру, расположе-
ние пояса охлаждения относительно
индуктора. Зазор b между индукто-
ром и экраном зависит от толщины с,
изоляции индуктора, размеров и фор-
мы экрана, глубины вхождения экрана
в индуктор и обычно равен 3—10 мм.
Зазор между жидкой зоной слитка
и экраном выбирают из условий обе-
спечения заданной геометрии слитка.
Экспериментально установлено, что
чрезмерное приближение жидкой зоны
к экрану приводит к образованию ри-
фов, искажающих форму слитка. Прак-
тически расстояние между экраном
и жидкой зоной должно быть не менее
10—20 мм, причем это расстояние
уменьшается с увеличением частоты
тока. Из условий минимизации пот-
ребляемой энергии при обычно при-
нимаемых зазорах между индуктором
и слитком 20—30 мм оптимальная
высота I индуктора находится в преде-
лах 25—50 мм.
Граница между жидкой и твердой
фазами на поверхности слитка дол-
жна находиться примерно на уровне
середины высоты индуктора, а по-
верхность жидкой зоны — выше
его верхнего среза на 15—25 мм. Рас-
стояние зависит от скорости вытя-
гивания слитка (рис. 3) [2 ].
Электромагнитные кристаллизаторы
Рис. 2, Конструктивные параметры ЭМК
Электромагнитный экран служит для
распределения магнитного поля в ак-
сиальном направлении и уменьшения
интенсивности циркуляции расплава
в жидкой фазе слитка. Экран пред-
ставляет собой короткозамкнутое
кольцо с переменной толщиной стенки
(угол фэ, см. рис. 2). Его выполняют
из материала, проводимость которого
зависит от частоты тока. Переменная
толщина стенки экрана (угол фэ)
определяется допустимым уровнем
интенсивности циркуляции. В табл. 1
приведены характеристики применяе-
мых экранов, полученные на основе
практических результатов литья слит-
ков в ЭМК.
Анализ таблицы показывает, что
угол ф изменяется в довольно широ-
ких пределах для данного материала
экрана. Значение ф выбирают на ос-
новании оценки структуры и каче-
ства поверхности слитка. В большин-
стве случаев достаточно высокое ка-
чество поверхности слитка достига-
ется при минимальных значениях. Для
повышения однородности структуры
слитка применяются экраны с боль-
шими значениями ф.
Конструкции ЭМК для литья пло-
ских (рис. 4) и круглых слитков не име-
ют принципиальных отличий.
Верхний пояс охлаждения распо-
ложен непосредственно под одновит-
ковым индуктором 1, изготовленным из
медной водоохлаждаемой трубки пря-
моугольного сечения. Ниже располо-
жен второй пояс охлаждения. Корпус 2
коллектора выполнен из текстолита
в виде прямоугольной рамы, состав-
ленной из двух боковых и двух торцо-
вых стенок. В корпусе коллектора
в каждой стенке расположены ка-
налы с равномерно уменьшающимся
сечением от вводного штуцера.
Закон изменения сечения канала,
обеспечивающего равномерный расход
жидкости через выходные отверстия,
близок к линейному. Из верхнего
канала 3 через отверстия 4 подается
вода на поверхность слитка под углом,
близким к прямому. Через нижний
ряд отверстий 5 канала 6 вода может
подаваться как под прямым, так и
под любым острым углом. Диаметр
отверстий и их шаг зависит от формы и
размеров слитка.
Прямоугольный слиток охлаждает-
ся со стороны узких граней. Пло-
щадь отверстий со стороны торца и
широкой грани на расстоянии от
торца, равном 0,5 толщины слитка, со-
ставляет половину площади отверстий,
через которые охлаждается широкая
грань слитка. Обычно по широкой гра-
ни диаметр отверстий равен 3—4 мм,
со стороны узкой грани 2 3 мм.
Рис. 3. Зависимость йт~~ф(ил):
Од — скорость литья
624
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ В ЭМК
1. Параметры электромагнитных экранов
Частота тока, Гц 50 500 2400 8000
Удельное сопротивление, 10“80м*м 2,0—3,0 15—25 75—100 75—100
фЭ » • • ’ 15—45 15-45 15-45 5—15
Рекомендуемый материал Алюминий Сплавы алюминия с магнием Коррозионно-стойкая сталь
Экран 7 повторяет форму индуктора.
Г-образный профиль экрана замкнут
тонкой обечайкой, образующей с про-
филем полость для протока охлажда-
ющей жидкости. Экран устанавливают
на регулирующих опорах, позволяю-
щих перемещать его по вертикали.
На рис. 4 показаны два варианта рас-
положения экрана относительно ин-
дуктора.
Подача охлаждающей воды в ЭМК
может осуществляться под острым уг-
Варианты расположения экрана
относительно индуктора
Рис. 4. ЭМК для литья плоских слитков с подачей воды под углом, близким
к прямому
Электромагнитные кристаллизаторы
625
Рис. 5. ЭМК для литья слитков с подачей воды под острым углом
лом (10—30°) к поверхности слитка
(рис. 5).
Электромагнитный экран 1 исполь-
зуют одновременно для коррекции
распределения электромагнитного по-
ля и подачи охлаждающей воды на
поверхность слитка. Коллектор 2 име-
ет лабиринты, предназначенные для
равномерного распределения воды по
его периметру. Кольцевая полость 3
служит для полного успокоения воды
и создания равномерного напора. Из
кольцевой полости вода через отвер-
стия или щель попадает в клиновидную
полость 4, образуемую корпусом кол-
лектора и электромагнитным экраном,
затем через кольцевую щель 5 на-
правляется по наружной поверхности
экрана на слиток.
В ЭМК (рис. 6) охлаждающая вода
может быть подана под углом 45—60°
к поверхности слитка через отверстия,
расположенные в передней стенке ин-
дуктора /. Вода, охлаждающая сли-
ток, одновременно охлаждает индук-
тор и подается из коллектора 2,
расположенного над индуктором, че-
рез большое количество отверстий 5,
позволяющих обеспечить равномерное
распределение воды по периметру
слитка.
К особенностям литья круглых слит-
ков по сравнению с плоскими отно-
сятся низкие скорости вытягивания
и более высокие требования к форме
слитка. Нарушения формы слитка
иногда связаны с потерей заданной
формы индуктора в процессе эксплу-
атации. Кроме этого, в индукторе
в месте подключения токоподводящих
шин наблюдается ослабление магнит-
ного поля, приводящее к появлению
выпуклости на слитке. Указанные
особенности отражены следующим об-
разом в конструкциях ЭМК.
Для получения слитка заданной
формы индуктор должен изготовля-
ться с высокой точностью и жестко
фиксироваться в кольцевой проточке.
Выпуклость на слитке ликвидируется
при выравнивании электромагнитного
поля индуктора (рис. 7).
В месте подключениятокоподводящих
шин со стороны нетоковедущей части
медного индуктирующего провода 1
Рис. 6. ЭМК для литья слитков с по-
дачей воды из индуктора
628
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ В ЭМК
Вода
Рис. 7. Индуктор с вставками из кор-
розионно-стойкой стали
располагаются вставки 2 из материала
с высоким удельным сопротивлением
(например, коррозионно-стойкая
сталь). При этом ток индуктора не
растекается в месте подсоединения
токоподводящих шин и соответст-
венно не ослабляется магнитное поле.
Во втором случае высота индуктора
уменьшается по направлению к зазору
в индукторе, т. е. к месту подсоедине-
ния токоведущих шин. Выравнива-
ние магнитного поля достигается уве-
личением плотности тока в зонах ин-
дуктора с меньшей высотой.
При низких скоростях вытягивания
(ил 35 мм/мин) верхний пояс ох-
1
Рис. 8. ЭМК с изменяющимся положе-
нием пояса охлаждения:
1 — червячный привод механизма верти-
кального перемещения охлаждающего уст-
ройства; 2 — подвески с наклонными па-
зами для регулирования величины и ско-
рости перемещения охлаждающего уст-
ройства
лаждения должен располагаться ниже
индуктора в соответствии с лт —
== Ф (°л)- В этом случае при обычной
высоте индуктора (50—60 мм) рас-
стояние между нижним срезом индук-
тора и поясом охлаждения достаточно
велико, что в установившейся стадии
не отражается на нормальном доде
процесса литья. Однако в начальный
период столб жидкого металла, i не
успевая закристаллизоваться при кон-
такте с затравкой, опускается нчже
индуктора. Металл не удерживается
электромагнитным полем и растека-
ется, нарушая процесс литья.
Для обеспечения нормальных ус-
ловий формирования слитка в этом
случае процесс литья осуществляют
с переменным расположением поя-
сов охлаждения. Процесс литья реа-
лизуется в ЭМК нескольких конструк-
ций. В первом варианте (рис. 8) на
начальном этапе литья, когда начи-
нается опускание поддона с жидким
столбом металла, охлаждающая жид-
кость подается на уровне нижнего
среза индуктора, как и при литье с
высокими скоростями.
По мере опускания слитка фронт
кристаллизации перемещается вверх
и, следовательно, появляется воз-
можность подавать охлаждающую жид-
кость на более низком уровне. Пояс
охлаждения по мере опускания слитка
постепенно перемещается вниз та-
ким образом, чтобы фронт кристалли-
зации на периферийных участках не
выходил на поверхность слитка. При
положении пояса, соответствующем за-
данной скорости литья, фронт кри-
сталлизации располагается нормально
относительно индуктора.
Во втором варианте предусмотрено
наличие нескольких фиксированных
поясов охлаждения, расположенных
на разных уровнях относительно ин-
дуктора. В начале литья при движении
поддона столб металла кристаллизу-
ется под воздействием верхнего по-
яса охлаждения. После того как фронт
кристаллизации достигнет критиче-
ского положения, приближающегося
к поверхности жидкой зоны, верхний
пояс охлаждения отключится. Вклю-
ченный нижний пояс охлаждения обе-
спечивает литье слитка при заданной
скорости вытягивания»
V
С
S. Электрическая схема
питания электромагнитных
кристаллизаторов
ИвЩуктивный характер нагрузки
мальем коэффициентом мощности поз-
воляет при выборе электрической схемы
питайия ЭМК ориентироваться на элек-
трооборудование для питания уста-
новок индукционного нагрева. Вместе
с теМ к электрической схеме питания
ЭМК предъявляются более высокие
требования по надежности, бесперебой-
ности электроснабжения и стабили-
зации электрических параметров про-
цесса литья.
К установкам для литья в ЭМК
подводят ток повышенной частоты
2400 Гц. В качестве источников пи-
тания применяют тиристорные пре-
образователи частоты ППЧ’120-2,4,
ППЧ-160-2,4 и ТПЧ-250-2,4.
В большинстве случаев применяют
индивидуальные источники питания,
но может быть использовано и центра-
лизованное питание ряда установок
от общего источника энергии. В этом
случае необходимы индивидуальные ре-
гуляторы напряжения для каждой
установки.
Для согласования нагрузки с ис-
точником питания применяют водо-
охлаждаемые трансформаторы с пере-
менным или нерегулируемым коэф-
фициентом трансформации, выбранным
для ЭМК максимального размера, при-
меняемого на данной установке.
Для компенсации реактивной мощ-
ности нагрузки используют специаль-
ные водоохлаждаемые конденсаторы,
один из которых является подстроеч-
ным.
Основная особенность компоновки
электрооборудования установок для
питания ЭМК вытекает из применения
токов повышенной частоты. В связи
с достаточно большой потребляе-
мой мощностью (до 120—150 кВт)
необходимо максимально приблизить
согласующий трансформатор и компен-
сирующие конденсаторы к литейной
машине, на которой установлены ЭМК.
В зависимости от конструкции литей-
ной машины может быть применено
неразъемное соединение индуктора
ЭМК с согласующим трансформато-
ром или разъемное для отсоединения
Особенности процесса литья в ЭМК
627
индуктора от трансформатора по окон-
чании литья каждого слитка.
Существующие источники питания,
как правило, обеспечивают высокую
стабильность электрических парамет-
ров процесса литья. Для надежного
и бесперебойного электроснабжения
ЭМК мощность тиристорного преобра-
зователя частоты должна составлять
0,5—0,7 мощности нагрузки, а питание
самого преобразователя от электриче-
ской сети цеха должно осуществля-
ться как потребителя высшей ка-
тегории.
На случай отказа тиристорного пре-
образователя частоты во время литья
предусмотрено автоматическое вклю-
чение резервного питания (АВР) от
электромашинного преобразователя ча-
стоты с постоянным выходным напря-
жением. Один или два электромашин-
ных преобразователя частоты непре-
рывно находятся в работе и обеспечи-
вают в случае необходимости АВР
литейных агрегатов.
Общее время переключения с ос-
новного на резервное питание состав-
ляет 0,1 с. За это время происходит
небольшой пролив металла по пери-
метру слитка в виде пояса шириной
60—70 мм и далее процесс литья вос-
станавливается без вмешательства ли-
тейщика. По инструкции дальнейшее
литье слитка прекращается в обычном
порядке.
4. Особенности процесса
литья в ЭМК
В зависимости от формы, размеров и
физических свойств металлов выяв-
ляются некоторые особенности, орга-
нически присущие процессу литья
в ЭМК. Небольшая протяженность
активной зоны индуктора, в пределах
которой осуществляется воздействие
магнитного поля на жидкий металл,
в совокупности с условиями охлажде-
ния затрудняет формирование донной
части плоских слитков, в особенности
с большим отношением ширины
слитка к его толщине. Недостаточно
жесткая <магнитная стенка» электро-
магнитных кристаллизаторов только
при определенных условиях обеспечи-
вает формирование слитков стабиль-
п
5
Г
> I
г
й |
* f
I
I
I
t
Г
f
S
628
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ В ЭМК
пых размеров. Для устойчивости
процесса литья и получения слитков
с заданными характеристиками необ-
ходимо контролировать основные па-
раметры процесса, а в ряде случаев
желательно вводить автоматическое
управление процессом литья.
Начальная стадия литья. Начальный
этап формирования плоских слитков
оказывает определяющее влияние на
стабильность процесса литья. Это свя-
зано с деформацией донной части
слитка и вероятностью образования
горячих трещин.
Горячие трещины устраняются в ос-
новном постепенным нарастанием
скорости вытягивания до технологи-
ческой и обеспечением свободного сим-
метричного коробления донной части
слитка. Деформация донной части
слитка в совокупности с низкими ско-
ростями литья приводит к интенсив-
ному перемещению вверх фронта кри-
сталлизации на узких гранях слитка.
Интенсивная деформация совпадает с
моментом выхода боковой поверхности
слитка в зону непосредственного ох-
лаждения.
С увеличением соотношения разме-
ров широких и узких граней (5 : 1
и более) деформация проявляется осо-
бенно сильно. Появление значитель-
ных перемещений узких граней при
выходе фронта кристаллизации на
поверхность слитка приводит к про-
ливам металла, который, затекая в
зазор между слитком и поддоном,
может создать аварийную ситуацию.
Основным условием стабильности пу-
скового периода является сохранение
жидкой зоны над всей поверхностью
кристаллизующегося слитка Для это-
го при необходимости ее уровень на
начальном этапе повышают на 15—
30 мм в зависимости от размеров слитка
с одновременным увеличением напря-
жения на индукторе до значений,
обеспечивающих постоянство разме-
ров слитка. Наиболее эффективным
средством сохранения жидкой зоны
является снижение интенсивности ох-
лаждения слитка в начальный период
литья.
Снижение интенсивности охлаж-
дения достигается уменьшением коли-
чества воды, подаваемой на широкие
и в особенности на узкие грани слитка,
а также применением для охлаждения
слитка воды, насыщенной СО2. Вы-
делившись из воды, СО2 образует на
поверхности слитка теплоизолирую-
щую пленку в виде мелких пузырь-
ков [3]. ।
В начале литья, когда расплай по-
дается на неподвижный поддон, от-
дельны е каплевидные проливы металла
на узких гранях, слегка привариваясь
к боковой поверхности поддона, пре-
пятствуют свободному короблению
донной части слитка. Если проливы
располагаются на одной узкой грани,
то это приводит к одностороннему
(несимметричному) перемещению про-
тивоположной грани слитка, что со-
здает аварийную ситуацию.
Кроме того, при достижении доста-
точно большой высоты (массы) сли-
ток отрывается от поддона и, пово-
рачиваясь, создает условия для вы-
плеска металла из лунки. Для устра-
нения капельных проливов попереч-
ные размеры поддона должны быть
существенно больше размеров жид-
кой зоны и приближаться к разме-
рам экрана или индуктора. Вблизи
индуктора жидкий металл за счет
более высокой напряженности магнит-
ного поля не достигает краев поддона,
формируемый столб жидкого металла
имеет меньшие размеры, чем поддон,
и капельные проливы исключаются.
Стабилизация размеров слитка. Раз-
меры слитков, отливаемых в ЭМК
и идущих в производство без механиче-
ской обработки, должны находиться
в пределах требуемых допусков. Уста-
новка непрерывного литья в ЭМК
относится к объектам, подверженным
возмущающим воздействиям и вариа-
циям параметров процесса.
К основным возмущающим воздей-
ствиям относятся колебания в про-
цессе литья поверхности жидкой зоны
и тока индуктора; к дискретным ва-
риациям параметров — установочные
погрешности исходных значений на-
пряжения (тока) индуктора и уровня
жидкой зоны. Полученные расчетные
и экспериментальные данные показы-
вают, что изменения уровня на 1 мм
или тока индуктора на 1 —1,5% вы-
зывают отклонения размеров слитка
приблизительно на 1 мм. Аналогия-
Особенности процесса литья в ЭМК
629
Рис. 9. Классификация алгоритмов управления размерами слитка
ные результаты получены для круглых
и плоских слитков, отливаемых в
однотипные по конструкции ЭМК-
Практика литья в ЭМК показывает,
что получение плоских слитков за-
данных поперечных размеров обеспе-
чивается при использовании тради-
ционных регуляторов уровня поверх-
ности жидкой зоны. При литье круг-
лых слитков, применяемых для прес-
сования, более высокие требования
предъявляются к точности размеров.
Большие трудности возникают при
одновременном литье нескольких
слитков.
Основой методов управления про-
цессами литья является осуществление
достаточно эффективной стабилизации
размеров слитка (рис. 9). Основные
из них — это методы с использованием
компенсации возмущающего воздей-
ствия по уровню жидкой зоны и элект-
рических параметров, зависящих от
среднего размера слитка в активной
зоне индуктора [4].
Для стабилизации размеров слитка
в зависимости от требуемой точности
рекомендуется:
осуществлять во всех случаях ав-
томатическое поддержание уровня
жидкой зоны (например, с помощью
поплавковых или пневматических ре-
гуляторов);
ограничиться стабилизацией на-
пряжения на индукторе при отсутст-
ствии высоких требований к точности
размеров (плоские слитки);
провести стабилизацию размеров
слитка с точностью ± (1—2) мм, вво-
дя внешние обратные связи по элект-
рическим параметрам (комплексное со-
противление системы индуктор—сли-
ток) или используя сигнал по уровню
жидкой зоны в качестве обратной свя-
зи по возмущению с воздействием на
ток индуктора.
Контроль основных параметров и ав-
томатизация управления процессом
литья в ЭМК* Процесс литья в ЭМК
можно вести, контролируя напряжение
или ток индуктора. Более целесообраз-
но и проще осуществлять контроль
напряжения на индукторе, которое
должно поддерживаться постоян-
ным с точностью не ниже ± (0,5—
1,0) %.
Заданный по технологии расход во-
ды для охлаждения слитка устанавли-
вают по расходомеру и поддерживают
постоянным с точностью ±2,5%.
Контроль уровня жидкой зоны мож-
но осуществлять с помощью поплавко-
вых или бесконтактных датчиков. В ка-
честве простейшего указателя уров-
ня используют линейку с контроль-
ными отметками, которой измеряют
расстояние от фиксированной от-
метки (экран) до поверхности жидкой
зоны.
Применяют также бесконтактные
вихретоковые датчики активного кон-
троля размеров слитка в процессе
литья.
Автоматизация управления про-
цессом литья в ЭМК предусматривает
630
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ В ЭМК
наличие следующих локальных си-
стем регулирования:
подачи металла из миксера в кри-
сталлизатор;
скорости литья;
подачи охлаждающей слиток воды;
уровня металла в ЭМК;
изменения по заданной программе
скорости литья в начальный период
процесса получения плоских слит-
ков [5];
изменения по заданной программе
интенсивности охлаждения в началь-
ный период литья плоских слитков;
размеров слитка или их стабилиза-
ция.
Все локальные системы могут быть
объединены в единую систему управ-
ления процессом литья в ЭМК на базе
управляющих электронно-вычисли-
тельных машин, контролирующих так-
же отклонения параметров процесса
и аварийные ситуации, возникающие
в процессе литья,— остановку литей-
ной машины, исчезновение напряже-
ния на ЭМК, отсутствие охлаждения
электрооборудования и др.
5. Основные закономерности
формирования слитка
при литье в ЭМК
К особенностям формирования слит-
ка относятся:
наличие над лункой слитка регули-
руемой по высоте обособленной жид-
кой зоны;
бесконтактное формообразование;
максимально возможное с точки зре-
ния тепловых характеристик системы
приближение пояса охлаждения на по-
верхности слитка к фронту кристалли-
зации и обеспечение непрерывного
снижения температуры по всему объ-
ему слитка;
принудительная циркуляция рас-
плава в лунке, инициируемая воздей-
ствием электромагнитного поля.
Закономерности затвердевания слит-
ка. Вместо первичного охлаждения
слитка через стенки кристаллизатора
и зазор между кристаллизатором и
слитком при литье в ЭМК осуществля-
ется непосредственное охлаждение
слитка водой, чем обеспечивается до-
стижение предельной интенсивности
теплоотвода. При этом коэффициент
теплопередачи изменяется в преде-
лах 3500—6000 Вт/(м2-°С). В началь-
ный период литья толщина твердой
корочки на порядок больше, чем при
литье в КС.
Условия формирования и охлажде-
ния слитков при литье в ЭМК влияют
на глубину лунки, ее форму и вели-
чину переходной зоны. Эти условия
приводят к изменению процесса за-
твердевания слитков (особенно в пери-
ферийной зоне) и устранению выхода
кристаллизации на мениск расплава,
происходящего на участке контакта
жидкого металла со стенкой кристал-
лизатора.
Измерения глубины лунки в слит-
ках, отлитых в ЭМК при различных
режимах, показывают, что ее измене-
ния подчиняются общим закономерно-
стям. В то же время минимальная
глубина лунки достигает теоретиче-
ского предела, описываемого выраже-
нием
&л = (^л М/(^ X
X (^к ^н))]»
где х — радиус круглого слитка или
половина толщины плоского слитка;
L — удельная теплота кристаллиза-
ции; Ас и В — коэффициенты, учиты-
вающие форму слитка при охлажде-
нии.
Наиболее близки к фактическим рас-
четные глубины лунок круглых слит-
ков при значениях коэффициентов А =
= 0,5 и В = 4.
При сравнении глубин лунок необ-
ходимо учитывать некоторую особен-
ность их определения. Для слитков,
отливаемых в ЭМК, в глубину лунки
не входит жидкая зона, которая яв-
ляется объектом формообразования и
практически не влияет на параметры
лунки.
Экспериментально полученные зна-
чения глубины лунки при литье в
ЭМК значительно меньше, чем глу-
бина лунки при литье в КС. Одновре-
менно с этим уменьшается и наклон
поверхности кристаллизации к оси
слитка.
Наиболее значительны отличия пери-
ферийной части слитка, где поверх-
ность кристаллизации не имеет резких!
Основные закономерности формирования слитка при литье в ЭМК
631
изменений, характерных для слитков,
отлитых в КС, и двухфазной области,
являющейся важным фактором в фор-
мировании структуры и свойств слитков
(рис. 10). Размеры переходной зоны
уменьшаются по всему сечению слиткао
Уменьшение наклона поверхности кри-
сталлизации к оси слитка свидетель-
ствует о повышении скорости кристал-
лизации.
Отсутствие кристаллизатора сколь-
жения в схеме процесса приводит к
исключению воздействия на наружную
корочку кристаллизующегося металла,
устранению вторичного разогрева и
вытекания маточного раствора в зазор
с образованием ликватов. Схема охлаж-
дения при литье в ЭМК обеспечивает
интенсивное и монотонное снижение
температуры металла.
Затвердевание поверхности идет в
результате продвижения фронта кри-
сталлизации при непосредственном
охлаждении слитка водой. Однако про-
цесс затвердевания поверхности берет
начало от оксидной пены на вертикаль-
ном участке жидкой зоны, что связано
с потерей теплоты и подхолаживанием
открытой поверхности расплава в ре-
зультате теплоизлучения и влияния
интенсивного охлаждения слитка водой
по мере приближения к месту ее пода-
чи. Кристаллизация поверхности жид-
кой зоны оказывает влияние на каче-
ство формирования слитка и образова-
ние некоторых поверхностных дефек-
тов.
Формирование слитка электромаг-
нитным полем сопровождается непре-
рывным движением металла в лунке.
Траектория движения расплава лежит
в меридиональной плоскости и носит
одноконтурный характер. Основной
контур циркуляции распространяется
на пять-шесть глубин проникновения
электромагнитного поля от боковой
поверхности слитка. Циркуляция со-
провождается переносом плавающих
кристаллов, образующихся в объеме
лунки за счет переохлаждения распла-
ва. В условиях перемешивания наибо-
лее реальной схемой состояния распла-
ва является переохлаждение и наличие
объемной кристаллизации. Циркуля-
ция расплава приводит к измельчению
зерна и может сопровождаться выносом
кристаллов из двухфазной жидкотвер-
0,03 0,09 0,15 Центр 0,09 0,03
а) Сечение слитка, м 5)
Рис, 10. Изотермы в слитках диамет-
ром 350 мм сплава Д16, отлитых
в ЭМК (а) и КС (б), при скорости ли-
тья 40 мм/мин
дой области. При некоторых условиях
циркуляция неблагоприятно отража-
ется на структуре слитка.
Структура и свойства слитков. Для
структуры слитков, отливаемых в ЭМК,
характерны:
измельчение зерна по всему сечению
слитка для сплавов, затвердевающих
в широком температурном интервале;
отсутствие на поверхности слитков
ликвационного слоя;
образование периферийных зон стол-
бчатых кристаллов, одна из которых
располагается непосредственно на по-
верхности, вторая — на некотором уда-
лении от нее со встречным направле-
нием роста кристаллов в виде «елочки».
Обе эти зоны не носят постоянного
характера. Они проявляются ярче,
слабее или отсутствуют совсем в зави-
симости от сплавов, типоразмеров слит-
ков или режимов литья. Однако счи-
тать их присущими структурному со-
стоянию слитков, отлитых в ЭМК,
необходимо. Наличие «елочной» струк-
туры не ухудшает свойства слитков.
Вместе с тем ее отсутствие свидетель-
ствует о возможности возникновения
нежелательной объемной кристаллиза-
ции.
Металлографически кристаллизация
на оксидной пленке выявляется в виде
ячеистой структуры только при микро-
исследованиях как со стороны самой
632
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ В ЭМК
Рис. 11. Микроструктуры поверхностных слоев слитка:
а и б *•— при скорости 40 мм/мин соответственно в диаметральной плоскости и с поверх--
ности слитка; виг — при скорости 70 мм/мин соответственно в диаметральной плоскости
и с поверхности слитка
поверхности, так и в диаметральном
сечении (рис. 11). Как показали ис-
следования, при скорости литья
40 мм/мин глубина распространения
ячеек в расплав составляет 100 мкм,
а при 70 мм/мин — 10 мкм, что соот-
ветствует средней скорости их роста
0,2 мм/с. Кристаллизация на поверх-
ности оксидной пленки может начи-
наться за несколько десятков милли-
метров от основного фронта, образован-
ного непосредственным охлаждением
слитка водой.
Между отдельными ячейками в ми-
кроструктуре наблюдаются утолщения
границы, свидетельствующие о наличии
там маточного раствора, проникаю-
щего в направлении, противоположном
направлению роста ячеек для восполне-
ния усадки кристаллизации. За пре-
делами ячеистой структуры вектор
роста кристаллов меняет свое направ-
ление с радиального на осевое, а харак-
тер кристаллизации переходит в ден-
дритный.
Повышенная интенсивность охлаж-
дения ведет к заметному измельчению
зерна и уменьшению размера дендрит-
ной ячейки, особенно в периферийной
зоне. На расстоянии до 50 мм от по-
верхности возрастает плотность, умень-
шается размер фаз и междендритная
пористость.
На основе улучшения структурных
характеристик достигаются более
высокие прочностные и пластиче-
ские свойства слитков, отлитых в ЭМК.
Их уровень находится в зависимости
от режимов литья.
Механические свойства материала
по сечению слитка изменяются. Так,
предел прочности и удлинение зависят
от места вырезки образцов по сечению,
уменьшаясь от периферии слитка к
центру. Например, прочность на пери-
ферии слитка из сплава Д16 превышает
Основные закономерности формирования слитка при литье в ЭМК
633
прочность центральной части до
50 МПа; удлинение на периферии
слитка в 2 раза превышает удлинение
в центре и достигает 10—12%. Из
круглых слитков диаметром 345 мм
лучшие свойства имеют слитки, отли-
тые при температуре 720 °C, частоте
тока 2500 Гц; худшие — отлитые при
температурах 700 и 740 °C и частоте
500 Гц.
С увеличением скорости литья от
40 до 70 мм/мин механические свойства
на периферии также растут. Однако
максимум свойств в центре достигается
при скорости 50 мм/мин, что следует
учитывать при общей оценке качества
слитка. Указанная зависимость под-
тверждается для всех сплавов и типо-
размеров слитков [6].
Ликвационные явления. Характер
ликвации при литье в ЭМК в основном
подчиняется тем же закономерностям,
что и при литье в КС. При исследова-
нии химической неоднородности отме-
чается лучшая равномерность в рас-
пределении компонентов сплава по
сечению слитков, отлитых в ЭМК.
Наиболее значительное влияние на
ликвацию оказывает скорость литья,
при увеличении которой, например,
в сплаве Д16 наблюдается заметное
увеличение содержания меди к центру
слитка, что связано с вымыванием
маточного раствора на периферии в
результате движения расплава и обога-
щения им центральных слоев. Это
свидетельствует о проявлении при
литье в ЭМК процессов прямой ликва-
ции.
Исследования показывают, что хими-
ческая неоднородность в поверхностном
слое распространяется на глубину, не
превышающую зоны ячеистой струк-
туры. Максимальное содержание меди
на поверхности достигает 7,5% при
скорости 40 мм/мин и отсутствует при
70 мм/мин.
Дефекты поверхности и структуры
слитков, их устранение. Слитки, отлитые
в ЭМК, имеют гладкую поверхность,
внешне значительно отличающуюся от
поверхности слитков, отлитых в КС.
На поверхности полностью отсутствуют
неслитины, надрывы, ликвационные
наплывы и другие дефекты, характер-
ные для кристаллизатора скольжения.
Вместе с тем выявился ряд других
дефектов, не соответствующих новому
уровню качества поверхности. Дефекты
классифицируют по принадлежности
к факторам, определяющим природу
их возникновения, и делят на три груп-
пы [7].
Первая группа, состоящая из дефек-
тов геометрии слитков (овальности,
пережимов, уступов, волнистости), свя-
зана с механическими и электротехни-
ческими параметрами процесса. Зна-
чительные колебания уровня поверх-
ности жидкой зоны и тока индуктора
приводят к появлению уступов и пере-
жимов на слитке. Продольная кривиз-
на, волнистость и искажение формы
поперечного сечения слитков являются
следствием неравномерного и в особен-
ности непрямолинейного хода стола
литейной машины. Указанные дефекты
ликвидируют при выполнении соответ-
ствующих требований к подаче металла
и обеспечением нормальной работы
литейной машины.
Во второй группе дефектов объеди-
нены различного рода точечные и
штриховые выступы и раковины, плены
и пузыри.
Появление на поверхности этой груп-
пы дефектов связано с развитием объем-
ной кристаллизации твердого раствора
и интерметаллидов, качеством окисной
пленки и ее поведения при литье,
газонасыщенностью, захватом воздуха
расплавом при подаче его в кристалли-
затор и некоторыми другими фактора-
ми. Плавающие в расплаве кристал-
литы, интерметаллиды, оксидные плен
ки в результате движения жидкого
металла захватываются потоком, оттес-
няются к поверхности и оседают на
ней, образуя точечные и штриховые
выступы. Газ или захваченный распла-
вом воздух выделяется пузырьками
под оксидной пленкой. Эти пузырьки
разрывают пленку и проявляются в ви-
де раковин. Глубина дефектов этой
группы не превышает 1 мм.
Третья группа дефектов — это по-
верхностные складки, образование ко-
торых более вероятно при понижении
температуры расплава, малых скорос-
тях литья, неравномерности охлажде-
ния и подачи расплава в кристаллиза-
тор, повышении интенсивности цирку-
ляции, ведущих к усилению теплооб-
менных процессов. Усиление экраниро-
834
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ В ЭМК
вания, во всех случаях ведущее н сни-
жению интенсивности циркуляции, ис-
ключает образование складок.
Из дефектов структуры необходимо
отметить возможность появления пят-
нистости и полосчатости, образование
которых связано сдвижением расплава
в лунке.
Пятнистость является продуктом ин-
тенсивной объемной кристаллизации.
Особое развитие она получает в торцо-
вых сечениях плоских слитков, где
в результате трехстороннего интенсив-
ного охлаждения, падения температуры
расплава на пути от места подачи и под
действием направленного движения ме-
талла скапливается большое количе-
ство плавающих кристаллов. Эффек-
тивным средством устранения пятнис-
тости является повышение теплосодер-
жания расплава в результате повыше-
ния температуры, лучшего распределе-
ния металла, снижения интенсивности
охлаждения, повышения скорости
литья, уменьшения циркуляции. В
круглых слитках подобное явление
практически отсутствует.
Полосчатость проявляется в виде
чередования структуры крупного и
мелкого зерна, что является следствием
периодического воздействия движения
металла на поверхность кристаллиза-
ции, с одной стороны, разрушением
переходной области и, с другой —
наоборот, притоком большого количе-
ства зародышеобразований. Полосча-
тость не ухудшает свойств и не сопро-
вождается неоднородностью химсоста-
ва. Для устранения полосчастости
воздействуют на температурно-скорост-
ные условия кристаллизации и умень-
шают циркуляцию расплава [8, 9].
Выбор технологических параметров
литья в ЭМК. К основным технологи-
ческим параметрам, характерным для
литья в ЭМК, относятся частота тока
и высота жидкой зоны, геометрия
экрана и его положение относительно
индуктора.
Частота тока оказывает влияние на
стабильность формирования жидкой
зоны, структуру слитка и расход энер-
гии. С увеличением частоты тока жид-
кая зона становится более устойчивой
к внешним возмущениям, уменьшаются
интенсивность циркуляции и глубина
основного контура, охватываемого цир-
куляцией. Движение металла упорядо
чивается в большей степени, наблю-
дается тенденция к повышению одно-
родности структуры. Из условий ста-
бильности процесса литья и минимиза-
ции энергетических затрат рекомендуе-
мая наименьшая частота составляет
500 Гц. Учитывая реальные возмож-
ности при выборе частотных преобра-
зователей и положительный опыт много*
летней практики литья в ЭМК, доста-
точно обоснованно применяется частота
2400 Гц. При необходимости получения
слитков, к однородности структуры
которых предъявляются высокие требо-
вания, частоту тока повышают до
10 000 Гц.
Высота жидкой зоны оказывает су-
щественное влияние на процесс кри-
сталлизации слитка. Колебания высо-
ты жидкой зоны приводят к изменениям
размеров слитка. С ее увеличением
повышается интенсивность циркуля-
ции металла в лунке, что вызывает
измельчение зерна, но может привести
к неравномерности (разнозернистости)
структуры слитка. Минимальная высо-
та жидкой зоны составляет 20—25 мм,
максимальная — 40—50 мм.
От геометрических параметров и
положения экрана относительно индук-
тора зависят распределение магнитного
поля по высоте жидкой зоны и интен-
сивность циркуляции металла в лунке
Введение экрана внутрь индуктора на
определенную высоту (до 1/4 высоты
индуктора) способствует уменьшению
циркуляции (так же как и увеличение
поперечных размеров экрана).
При литье в ЭМК скорость литья
увеличивается на 10—20%, а темпера-
тура расплава — на 10—15 °C по срав-
нению с литьем в КС.
6. Технико-экономические
показатели и перспективы
развития процесса литья
в ЭМК
Слитки, отлитые в ЭМК, характери-
зуются высоким качеством поверх
ности, незначительной ликвационной
неоднородностью, высокими механиче-
скими свойствами, особенно пластиче-
скими, в периферийных зонах слитка.
Указанные преимущества позволяют
Технико-экономические показатели и перспективы литья в ЭМК
635
использовать слитки в большинстве
случаев без механической обработки.
Вместе с тем повышение пластичности
периферийных зон успешно исполь-
зуют для интенсификации и улучшения
показателей обработки давлением, осо-
бенно при прокатке и ковке в тех
процессах, когда в поверхностных
слоях возникают растягивающие на-
пряжения [10].
Из плоских слитков, отлитых в ЭМК,
изготовляют: листы и плиты толщиной
соответственно до 10 и 70 мм из
сплавов АМг2, АМгЗ, АМгб, АМгб,
1561, АВ, ВД1, Д1 и Д16; ленту толщи-
ной 0,2—0,4 мм из сплава АМг2. Плос-
кие и круглые слитки исйользуют для
изготовления поковок и штампованных
заготовок из сплавов АК6, АМгб и
В93. Прессованные профили и прутки
получают из слитков диаметром до
500 мм практически из всех применяе-
мых сплавов.
Полуфабрикаты из алюминиевых де-
формируемых сплавов, изготовленные
из слитков, отлитых в ЭМК, прошли
всестороннюю оценку и показали в
ряде случаев преимущества в техноло-
гических и эксплуатационных характе-
ристиках по сравнению с аналогичной
продукцией, изготовленной из слитков,
отлитых в КС.
Обработка поверхности плакируемых
слитков, отлитых в ЭМК, состоит в
удалении оксидной пленки и отложе-
ний, образующихся на поверхности
слитка в процессе кристаллизации и
испарения воды. Для этой цели приме-
няют дробеметную очистку. В качестве
дроби используют гранулы из сплавов
типа Д16 и В95. Производительность
обработки 60—100 т/ч; расход дроби
20—25 кг/ч.
Эффективность использования слит-
ков при прокатке объясняется следую-
щим:
ликвидацией фрезеровки, что обеспе-
чивает экономию металла на 1 т листо-
вой продукции до 1—2%, сокращение
безвозвратных потерь на 2,3—8%v
а также уменьшает стоимость литья
слитков;
повышением технологической плас-
тичности и перевода на продольную
прокатку сплавов АМгб и АМгб, что
приводит к увеличению производитель-
ности на 25%;
пониженной склонностью к раскры-
тию слитков высоколегированных спла-
вов и соответственно уменьшением
геометрических отходов при горячей
прокатке;
существенным улучшением кромки
горячекатаной полосы, уменьшением
брака по трещинам и рваной кромке;
на некоторых сплавах (АМг2, АМгЗ,
Д1) исключена обрезка кромки.
Благодаря указанным преимущест-
вам увеличен выход годного при произ-
водстве 1 т листа на 4—10%.
При прессовании эффективность ис-
пользования круглых слитков дости-
гается благодаря ликвидации обработ-
ки резанием и повышению скорости
истечения металла на 10—30%. Изго-
товление штампованных заготовок из
круглых слитков, отлитых в ЭМК,
позволяет исключить трудоемкую опё-
рацию промежуточного прессования
круглой заготовки, применяемую при
использовании слитков, отлитых в КС.
Перспективы развития метода литья
в ЭМК:
увеличение объемов производства
плоских слитков;
увеличение толщины плоских слит-
ков до 500—600 и ширины до 2000—
2300 мм;
повышение производительности ли-
тейных агрегатов в результате освоения
групповой отливки 6—8 плоских слит-
ков;
увеличение производства круглых
(сплошных и полых) слитков диамет-
ром до 800 мм;
совершенствование технологии литья
и конструкций ЭМК с целью улучше-
ния поверхности и структуры слитков;
автоматизация процесса литья в
ЭМК на базе микропроцессорной тех-
ники.
Список литературы
1. Автоматизация пускового ре-
жима непрерывной разливки плоских
слитков в электромагнитный кристал-
лизатор/И. Н. Бабурин, 3. Н. Геце-
лев, Б. Ф. Трахтенберг и др.//Цвет-
ные металлы. 1977. № 6. С. 58—62.
2. Гецелев 3. Н., Будников В. Ф.,
Дьячков В. В. К вопросу стабилиза-
ции размеров слитка при литье в
636
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
электромагнитный кристаллизатор//
Технология легких сплавов. 1978.
№ 10. С. 12—18.
3. Гецелев 3. Н., Мартынов Г. И.
О механизме образования полосчатой
структуры непрерывных слитков//Тех-
нология легких сплавов. 1982. № 2.
С. 45—49.
4. Гецелев 3. Н. Расчет пояса
охлаждения слитков при литье в
электромагнитный кристаллизатор //
Технология легких сплавов. 1976.
№ 11. С. 22—25.
5. Добаткин В. И., Балахон-
цев Г. А. Закономерности кристалли-
зации слитков при непрерывном литье
в электромагнитный кристаллизатор//
Сплавы цветных металлов. М.: Наука,
1972. С. 42—51.
6. Добаткин В. И. Опыт внедре-
ния непрерывного литья слитков в
электромагнитный кристаллизатор//
Цветные металлы. 1980. № 2. С. 54—
59.
7. Непрерывное литье в электро-
магнитный кристалл изатор/Геце-
лев 3. Н., Балахонцев Г. А., Ква-
сов Ф. И. и др. М.: Металлургия,
1983. 152 с.
8. О качестве поверхности слит-
ков при литье в электромагнитный
кристалл изатор/Г. А. Балахонцев,
В. И. Добаткин, Н. М. Зубова,
Р. М. Сизова//Цветные металлы. 1976.
№ 3. С. 47—49.
9. О природе «полосчатости» в слит-
ках непрерывного литья/Б. И. Бон-
дарев, Ю. И. Снеткова, Г. А. Бала-
хонцев и др.//Технология легких спла-
вов. 1979. № 1. С. 17—21.
10. Relation between distortion and
solidification pattern in starting DC
ingot. Spear R. E., Yu H//Aluminium
(BRD). 1984. 60. № 6. P. 440—442.
Глава V
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ ТЯЖЕЛЫХ ЦВЕТНЫХ
МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
1. Сущность процесса и его
основные разновидности
Непрерывное литье тяжелых цвет-
ных металлов и сплавов получило широ-
кое распространение не только при
производстве заготовок машинострои-
тельного назначения, но и в практике
изготовления слитков (заготовок) для
последующей обработки давлением с
целью выпуска деформированных полу-
фабрикатов разнообразного сортамента
и назначения. Необходимость осущест-
вления горячей или холодной пласти-
ческой деформации литых заготовок с
достаточно высокими обжатиями, а
также получения при этом качествен-
ных деформированных полуфабрика-
тов с высокими плотностью, дисперс-
ностью структуры и химической одно-
родностью предопределяет повышен-
ные требования к качеству литых заго-
товок.
Особенностью процесса непрерыв-
ного литья слитков и заготовок в отли-
чие от метода наполнительного литья
является достаточно стабильное во
времени и пространстве (квазистацио-
нарное) положение фронта затверде-
вания при одновременном подводе рас-
плавленного металла и вытягивании
сформировавшегося слитка (заготов-
ки). Это обеспечивает получение
литых заготовок высокого каче-
ства.
Достоинством процесса непрерыв-
ного литья является возможность полу-
чения качественных слитков и загото-
вок с широким диапазоном типоразме-
ров и массы, в том числе крупногаба-
ритных слитков значительного сече-
ния и длины для горячей прокатки и
прессования, а также бухт и рулонов
литых заготовок малой толщины для
последующей холодной деформации.
Некоторые разновидности процесса не-
прерывного литья могут быть совме-
щены с последующей горячей или
холодной деформацией, что снижает
трудоемкость и сокращает цикл произ-
Технологические основы процесса
637
Рис. 1. Разновидности процессов непрерывного литья
водства, капитальные затраты и ре-
сурсы.
Для достижения высоких показате-
лей процесса (экономичности, качества
литого металла и производительности)
необходимо выбрать и реализовать
рациональные технические решения:
по всем основным переделам техноло-
гического процесса, начиная от под-
готовки шихты, вспомогательных мате-
риалов, режимов плавки и кончая
получением слитка и деформирован-
ного полуфабриката;
по конструкции литейной оснастки
и основных узлов установки.
Технические требования к техноло-
гии, конструкции оборудования и ос-
настки определяются в зависимости
от свойств разливаемых металлов и
сплавов и особенностей выбранной
разновидности непрерывного литья.
Наибольшее распространение при
получении заготовок из тяжелых цвет-
ных металлов и сплавов получил про-
цесс вертикального непрерывного
литья в кристаллизаторы скольжения
с вытягиванием слитка вниз (рис. 1).
Процесс реализован на агрегатах полу-
непрерывного и непрерывного дейст-
вия. Производство заготовок малой
толщины для последующей холодной
деформации в основном осуществля-
ется литьем с вытягиванием из крис-
таллизаторов скольжения в горизон-
тальном направлении или вертикально
вверх.
Процесс вертикального непрерыв-
ного литья обеспечивает наибольшую
производительность и занимает доми-
нирующее положение в производстве
слитков из многотоннажных металлов
и сплавов, подвергаемых горячей про-
катке или прессованию. Процесс гори-
зонтального непрерывного литья заго-
товок для последующей холодной де-
формации по сравнению с вертикаль-
ным литьем в 5—10 раз менее произво-
дителен, поэтому его применение пока
ограничено малотоннажными и трудно-
деформируемыми сплавами.
Катанку из меди, цинка и латуней
получают при совмещении процессов
литья и горячей прокатки на установ-
ках роторного типа с горизонтальной
осью вращения и карусельных уста-
новках с вертикальной осью вращения.
Перспективен процесс непрерывного
литья с формированием в электромаг-
нитном поле слитков из легких спла-
вов. Для получения аналогичным спо-
собом слитков из тяжелых сплавов
необходимо решить ряд сложных проб-
лем по защите расплава от окисления
при заливке, а также регулированию
уровня металла и обеспечению ста-
бильной скорости вытягивания.
2. Технологические основы
процесса
Номенклатура слитков и отливаемых
металлов и сплавов. Литые изделия из
638
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
тяжелых цветных металлов и сплавов
по типоразмерам можно подразделить
на две группы:
группа 1 — слитки плоские толщи-
ной до 300 и шириной до 1100 мм (для
горячей прокатки) и круглые диамет-
ром 150—700 мм (для прессования);
группа 2 — литые заготовки плоские
толщиной 4—30 и шириной до 800—
1000 мм, круглые диаметром 10—
300 мм и полые (по зарубежным дан-
ным) диаметром 25—400 мм с толщиной
стенки 2—50 мм.
Слитки группы 1 получают в основ-
ном на установках полунепрерывного
или непрерывного действия с вытяги-
ванием вниз, а литые заготовки группы
2 выпускают на установках непрерыв-
ного литья горизонтального типа либо
вытягиванием вверх.
По совокупности свойств тяжелые
цветные металлы и сплавы, из которых
выпускаются слитки, литые заготовки
и деформированные полуфабрикаты,
можно сгруппировать следующим обра-
зом:
медь различных марок (техническая,
раскисленная, бескислородная), мало-
легированные медные сплавы, содер-
жащие хром, цирконий, кадмий или
другие легирующие компоненты;
медно-цинковые сплавы (двойные и
сложные);
бронзы (алюминиевые, оловянно-фос-
фористые, оловянно-цинкосвинцовые и
др-);
медно-никелевые сплавы (нейзиль-
бер, монель-металл и др.);
никель и никелево-медные сплавы
(нихром, константан и др.);
цинк, свинец и их сплавы.
Тяжелые цветные металлы и сплавы
отличаются широким диапазоном изме-
нения физических свойств, особенно по
теплопроводности, температуре крис-
таллизации или интервалу температур
кристаллизации, характеру кристал-
лизации в интервале температур, хими-
ческой активности по отношению к
кислороду, углероду и другим элемен-
там. В связи с этим применительно к
тяжелым цветным металлам и сплавам
особенно актуален дифференцирован-
ный подход к выбору рациональной
технологии плавки и литья, конструк-
ции литейной оснастки. Это предопре-
делило особенности в подготовке жид-
кого металла и различия в технологи-
ческих режимах литья слитков и заго-
товок из разных тяжелых цветных
металлов и сплавов.
Подготовка и заливка жидкого ме-
талла в кристаллизатор. С целью за-
щиты от окисления и газонасыщения
плавку тяжелых цветных металлов и
сплавов проводят либо под защитными
покровами (древесного угля, солевых
флюсов), либо с созданием защитной
атмосферы (из генераторного газа,
азота и др.). Для выравнивания состава
сплава и снижения его температуры,
как правило, используют раздаточные
печи (миксеры) с применением тех же
способов защиты металла. Никаких
специальных операций по рафиниро-
ванию расплава от газов и неметалли-
ческих включений обычно не проводят.
Достаточно высокое качество расплава
получают при соблюдении требований
по подготовке шихты (сушка и компак-
тирование стружки) и древесного угля
(ограничение влажности и содержания
летучих компонентов).
Заливку металла в кристаллизатор
с целью защиты от окисления и газо-
насыщения проводят закрытой струей
под уровень расплава в кристаллиза-
торе. Соответственно при литье медных
и латунных слитков графитовый или
керамический распределитель погру-
жен непосредственно в расплав. При
литье бронз обычно применяют проме-
жуточный разливочный тигель, что
позволяет снизить гидростатический
напор металла и способствует задержа-
нию шлаковых включений.
Особенности выбора тепловых пара-
метров процесса литья. Качество полу-
чаемых слитков (заготовок) и произво-
дительность процесса в значительней
степени зависят от интенсивности теп-
лопередачи в кристаллизаторе, выра-
жаемой средним коэффициентом тепло-
передачи К. По обобщенным экспери-
ментальным и расчетным данным, ко-
эффициент К находится в сложной,
экстремальной зависимости от общего
термического сопротивления R кри-
сталлизатора, равного сумме частных
сопротивлений: стенки/?ст и стенки на
границе с водой RB =
к-
Технологические основы процесса
639
где А — коэффициент, зависящий от
физических свойств слитка, зазора
между слитком и кристаллизатором и
других факторов; т — время пребыва-
ния слитка в кристаллизаторе.
Оптимальное общее термическое со-
противление кристаллизатора R*, соот-
ветствующее максимальной интенсив-
ности теплопередачи, определяется вы-
ражением
R* = (₽d/Ul/2ptl/4.
где Р — коэффициент, зависящий от
факторов, влияющих на усадку корки?
d — диаметр (толщина) слитка; —
теплопроводность зазора; р = (а X
X Д/о^)1/2; Д^о и соответственно
коэффициент линейного расширения,
избыточная температура кристаллиза-
ции и коэффициент тепловой актив-
ности.
По результатам расчетно-экспери-
ментальных исследований для слитков
из меди и медно-цинковых сплавов
R* ~ 200--300 мм2-°С/Вт, для сложно-
легированных бронз и никеля /?* =
= 400 600 мм °С/Вт.
На К наибольшее влияние оказы-
вают параметры рабочей стенки и
ширина рабочего канала водяного
охлаждения. Увеличение R с 60 до
130—200 мм2-°С/Вт при уменьшении
ширины канала с 20 до 5 мм (увеличе-
ние Rv с 20 до 70 мм2-°C/Вт) или умень-
шении теплопроводности стенки в ре-
зультате увеличения ее толщины (уве-
личение RCT с 40 до 100 мм2-°С/Вт)
обеспечивает повышение интенсивности
теплопередачи в 1,5—-3 раза.
В результате интенсивность тепло-
передачи повышается в круглых и
плоских кристаллизаторах с узким
каналом водяного охлаждения шири-
ной 5 мм и медной стенкой толщиной
15—32 мм (меньшее значение для круг-
лых кристаллизаторов, большее — для
плоских). При этом средний коэффи-
циент теплопередачи в зависимости от
времени пребывания слитка в кристал-
лизаторе т — h/v (h — высота кристал-
лизатора, v — скорость литья) может
быть определен для медных и латунных
слитков различного сечения по зависи-
мости, приведенной на рис. 2.
Толщина корки в кристаллизаторе
при затвердевании металла с постоян-
Рис. 2. Зависимость среднего коэффи-
циента теплопередачи в кристаллиза-
торе от времени пребывания в нем
слитка
ной температурой кристаллизации при
условии исключения перегрева жидкой
фазы и осевой теплопередачи в твердой
фазе может быть рассчитана по формуле
6 -
где
N' [1 -|- Л^/(1 + У')} t
[ I + N (1 + VT+“W)F ’
м .1 > — ...I. ~
tf = cAT/L; 1 + A N;
N’= ~ N', NKV = cMB/L-,
AT = M„nt (K/b) VT.
В формулах: a — температуропро-
водность; с — удельная теплоемкость;
b — коэффициент аккумуляции теп-
лоты; L — удельная теплота кристал-
лизации; Л| — коэффициент.
Интенсивность теплопередачи (теп-
лообмена) в зоне вторичного охлажде-
ния обычно значительно выше, ч‘ем в
кристаллизаторе. При наиболее рас-
пространенной системе струйного сосре-
доточенного вторичного охлаждения
640
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
<*, кВтЛм‘‘С) а. кВтЛм г 'С)
г)
Рис. 3. Распределение коэффициента теплопередачи (теплообмена) по длине
слитка при применении струйной сосредоточенной (а), экранно-спрейерной (б),
форсуночной (в) и водовоздушной (г) систем вторичного охлаждения:
& высота кристаллизатора; z — расстояние по длине слитка от зеркала металла в
кристаллизаторе
интенсивность теплообмена выше в
10—20 раз по сравнению с интенсив-
ностью теплообмена в кристаллизаторе
(рис. 3, а). Для повышения скорости
литья слитков из горячеломких медных
сплавов целесообразно умеренное рас-
средоточенное вторичное охлаждение:
экранно-спрейерное (рис. 3, б), фор-
суночное (рис. 3, в) и водовоздушное
(рис. 3, г). При форсуночном и водо-
воздушном охлаждении достигается
наиболее рациональное превышение (в
2—4 раза) интенсивности теплообмена
в зоне вторичного охлаждения по срав-
нению с интенсивностью теплообмена
в кристаллизаторе.
Рациональные технологические па-
раметры процесса непрерывного литья.
Температура литья тяжелых цветных
металлов и сплавов обычно на 120—
160 °C превышает температуру плавле-
ния. Меньшее значение температуры
перегрева выбирают из условия исклю-
чения замерзания расплава в разливоч-
ной системе; большее значение ограни-
чено условием исключения интенсив-
ного газонасыщения расплава и повы-
шенного угара.
Расход воды и скорость литья обычно
устанавливают опытным путем в зави-
симости от сечения слитка и свойств
отливаемого сплава. С увеличением
диаметра (толщины) слитка скорость
литья уменьшают по зависимости,
близкой к обратно пропорциональной.
Наиболее низкие скорости литья уста-
навливают для малотеплопроводных и
закаливающихся сплавов (многоком-
понентные бронзы). Разработаны мето-
дики расчетной (аналитической) оценки
критических скоростей литья, при кото-
рых исключаются прорывы расплава
Технологические основы процесса
641
г=82 10012515055мм
О 2 Ч 6 Р,т/ч
Рис. 4. Номограмма для определения высоты кристаллизатора и скорости
литья круглых слитков, исключающей прорывы металла (штриховые линии —
латунь Л63) и внутренние трещины (сплошные линии — медь МЗр):
г — радиус слитка; тв и т — время цикла разливки расплава соответственно вспомо-
гательное и полное; 1 и 2 — нижний и верхний пределы интервала изменения скорости
литья
и внутренние трещины в слитках. Для
определения скорости литья в зависи-
мости от высоты кристаллизатора и
сечения слитка может быть использо-
вана номограмма на рис. 4.
Обычно расход воды на практике
определяют эмпирическим путем. При
этом нагрев воды в кристаллизаторах
распространенной конструкции с ши-
роким каналом водяного охлаждения
состав л я ет 1 —3 °C.
21 Ефимов
Метод инженерной оценки рацио-
нального расхода охлаждающей воды
основан на использовании зависи-
мости К от h/v. Методика предусмат-
ривает выбор расхода воды по но-
мограмме (рис. 5). При этом для
перспективных кристаллизаторов с
узким каналом водяного охла-
ждения и повышенным теплосъемом
нагрев воды принимается равным
9 °C.
642
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
h =1,0И 0.8 0.70,6 0,5 0,0 0,3 0,2 0,1 О
Рис. 5. Номограмма для выбора рационального расхода воды при литье слитков
латуни Л63 в кристаллизатор с узким (шириной 5 мм; сплошные линии) и ши-
роким (19 мм; штриховые линии) рабочи i каналом водяного охлаждения:
и — скорость литья; gi и g, — удельные расходы ’хлаждающей воды в кристаллизаторе;
G — расход воды в кристаллизаторе
3. Конструирование
и эксплуатация оснастки
Разливочные устройства. Общей фи-
зико-химической особенностью боль-
шинства тяжелых цветных металлов и
сплавов является высокое сродство к
кислороду и образование непрочной
оксидной пленки на поверхности жид-
кого металла. В связи с этим при не-
прерывном литье меди и медных спла-
вов подачу металла осуществляют под
уровень расплава в кристаллизаторе
(закрытой струей). Это обеспечивается
соответствующей конструкцией стопор-
но-разливочного устройства (рис. 6) и
вводом распределителя металла, соеди-
ненного с основанием графитовой труб-
ки, в верхнюю зону жидкой лунки [I ].
Применяют различные конструкции
распределителей при литье круглых
(рис. 7, а) и плоских (рис. 7, б) слит-
ков. При выборе распределителя учи-
тывают особенности отливаемого спла-
ва. Опыт показывает, что при литье
круглых слитков из малогорячеломких
сплавов (например, из латуни Л63)
целесообразно использовать распреде-
лители, обеспечивающие выход струй
как по вертикали вниз, так и по гори-
зонтали [I ]. При литье круглых слит-
ков из более горячеломких сплавов
Конструирование и эксплуатация оснастки
643
(меди, специальной латуни и др.)
предпочитают распределители с выхо-
дом струй только при вертикали вниз,
так как в этом случае подача струй по
горизонтали (к корке) создает опас-
ность появления трещин в ослабленных
участках корки. Для обеспечения тре-
буемого качества слитков при литье
на достаточно высокой скорости очень
важно обеспечить тщательную центров-
ку графитовой трубки и распредели-
теля по оси кристаллизатора.
При литье плоских слитков прояв-
ляется тенденция к переходу от рас-
пределителей, предусматривающих вы-
ход струй вертикально вниз к распре-
делителям, обеспечивающим подачу
основной массы расплава в сторону
зеркала металла или в направлении к
торцовым стенкам кристаллизатора.
Кристаллизаторы скольжения, полу-
чившие наибольшее распространение
при непрерывном литье тяжелых цвет-
ных металлов в сплавов, можно класси-
фицировать по следующим трем при-
знакам [2]: по материалу рабочей стен-
ки, по конструкции системы первич-
ного охлаждения и по назначению
(разливаемые металлы и сплавы). Мате-
риал рабочей стенки выбирают в зави-
симости от назначения кристаллиза-
тора (табл. 1).
Наряду с металлическими кристал-
лизаторами (типы 1 и 2) возможно
применение кристаллизаторов с графи-
товой вставкой (тип 3) или графитовых
(тип 4). Однако кристаллизаторы типов
3 и 4 по сравнению с кристаллизатора-
ми типа 1 сложнее в изготовлении,
отличаются меньшей интенсивностью
теплопередачи, требуют применения
высокоплотного дефицитного графита.
В связи с этим на вертикальных уста-
новках непрерывного литья более широ-
кое применение получили металличе-
ские кристаллизаторы.
При горизонтальном литье в кристал-
лизатор типа 3 с целью повышения
интенсивности теплопередачи и обеспе-
чения стабильного процесса вытягива-
ния рабочим стенкам придается конус-
ность с сужением отверстия к выходу,
а на кристаллизатор совместно с раз-
даточной емкостью накладываются ви-
брационные колебания с частотой до
7 Гц.
Рис. 6. Стопор но-разливочное уст-
ройство для перелива металла из
миксера в кристаллизатор:
1 — регулировочная рукоятка; 2 — гайка;
3 — футеровка; 4 — трехходовой винт;
5 — графитовый стопор; 6 — подина раз-
ливочной коробки; 7 — графитовая
втулка с конусом; 8 — графитовая трубка
По конструкции камеры водяного
охлаждения различают следующие ос-
новные разновидности кристаллизато-
ров: 1) со сплошной водяной рубашкой,
однокамерные либо двухкамерные с
вертикальной перегородкой между
Рис. 7. Распределители металла для
литья круглых (а) и плоских (б)
слитков
21*
644
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
1. Основные материалы рабочих стенок кристаллизаторов
в зависимости от материала заготовки
Тип кристалли- затора Стенки кристаллизатора Заливаемые металлы и сплавы
1 Металлические Медь и медные сплавы
2 Металлические с тепло- вой насадкой Двойные и сложные алюминиевые брон- зы, медно-никелевые сплавы
3 Металлические со встав- кой из графита или композита Медь электротехническая и раскислен- ная фосфором, латуни, оловянно-фос- фористые бронзы
4 Графитовые Медь
гильзой и корпусом (рис. 8); 2) со
сверленными каналами (блочные); 3) со
спрей ер ным охлаждением гильзы. До-
полнительно плоские кристаллизаторы
по конструкции рабочих стенок и усло-
виям монтажа разделяют на сборные
(из четырех попарно соединенных рабо-
чих стенок и плит корпуса) и моноблоч-
ные (с единой рабочей стенкой прямо-
угольной формы).
Наибольшее применение получили
круглые кристаллизаторы со сплошной
водяной рубашкой. По характеру со-
единения гильзы с корпусом применяют
круглые кристаллизаторы трех типов:
1) с жестким креплением гильзы по
верху и низу (гильза имеет фланец в
верхней части), что препятствует тепло-
вому расширению гильзы;
2) с креплением гильзы в корпусе
только по верху (с помощью верхнего
фланца гильзы);
3) без жесткого крепления гильзы,
устанавливаемой свободно на бурте
Рис. 8. Схемы однокамерного (а) и двухкамерного (б) кристаллизаторов сколь-
жения:
1 — гильза; 2 — корпус; 3 — верхний фланец; 4 — прокладки; 5 — патрубок; 6 —
нижний фланец
Конструирование и эксплуатация оснастки
645
Рис. 9. Схемы систем рассредоточенного вторичного охлаждения:
а — водовоздушная; б — форсуночная; 1 и 2 —сопла; 3 — спрейер
корпуса в нижней его части (гильза
практически не имеет фланцев) или
с помощью фланца, свободно лежащего
на верхней части корпуса.
В кристаллизаторах типов 2 и 3
обеспечивается возможность свобод-
ного теплового расширения гильзы в
осевом и радиальном направлениях,
что снижает ее коробление. В кристал-
лизаторе типа 3 (без фланца) с щелевым
выходом воды на слиток минимальная
склонность к короблению сочетается с
пониженной материалоемкостью и тру-
доемкостью изготовления гильзы. Такой
кристаллизатор принят за основу при
унификации кристаллизаторов для
литья круглых слитков из меди и мед-
ных сплавов при массовом производ-
стве.
Наибольшее применение получили
плоские кристаллизаторы сборной кон-
струкции с медными рабочими стен-
ками, соединенными шпильками со
стальными плитами корпуса толщиной
10—20 мм. Эти кристаллизаторы имеют
низкую межремонтную стойкость и ма-
лое число (2—4) допустимых реставра-
ций, отличаются малой жесткостью и
повышенной склонностью к коробле-
нию. Институтом «Гипроцветметобра-
ботка» разработаны плоские кристал-
лизаторы с повышенной жесткостью
соединения рабочих стенок с корпусом,
пониженным короблением и увеличен-
ным числом реставраций, что резко
повышает долговечность кристаллиза-
торов. Одновременно упрощена кон-
струкция рабочих стенок и снижена
в 1,5—2 раза трудоемкость их изготов-
ления. В таких кристаллизаторах полу-
чают заготовки из меди и медных спла-
вов.
646
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
Долговечность кристаллизаторов за-
висит от материала рабочих стенок и
способа их крепления в корпусе и
может быть увеличена при переходе на
круглые кристаллизаторы с медными
гильзами, свободно установленными в
корпусе, и плбские сборные кристалли-
заторы с массивным корпусом, жестко
соединенным с рабочими стенками.
В кристаллизаторах такой конструкции
значительно снижено коробление, а
долговечность зависит от состояния
хромового покрытия. В связи с этим
необходимо повышать качество покры-
тий рабочих стенок.
Системы вторичного охлаждения.
При непрерывном литье слитков тяже-
лых цветных металлов и сплавов преи-
мущественно применяют систему одно-
поясного струйного сосредоточенного
вторичного охлаждения, в которой
предусмотрена подача воды, выходя-
щей из кристаллизатора, непосредст-
венно на слиток. Наряду с этим при
литье слитков из горячеломких и зака-
ливающихся сплавов ограниченное при-
менение получили системы умеренного
или мягкого рассредоточенного вто-
ричного охлаждения. При литье слит-
ков из специальной латуни и др. при-
меняют экранно-спрейерную схему вто-
ричного охлаждения; при литье круг-
лых слитков из бронз с алюминием,
железом и никелем — водовоздушную
или воздушную системы вторичного
охлаждения.
Разработаны новые перспективные
компактные узлы и режимы водовоз-
душного и форсуночного вторичного
охлаждения, широко испытанные на
литье круглых слитков меди МЗр
(рис. 9). Их применение дает возмож-
ность существенно повысить скорость
литья при одновременном измельчении
макроструктуры, повышении механи-
ческих свойств слитков и сохранении
плотности на уровне, характерном для
слитков, полученных с использованием
обычного струйного охлаждения.
4. Технологические материалы
В связи с повышенной склонностью
тяжелых цветных металлов и сплавов к
окислению при переливе расплава из
миксера или печи в кристаллизатор
обычно ввод металла осуществляется
закрытой струей (подуровень), а зерка-
ло металла в кристаллизаторе защи-
щается от окисления нейтральным или
восстановительным газом или специаль-
ным защитным покровом. Применение
защитного газа сочетают с подачей
смазки. В случае использования защит-
ного покрова этот покров одновременно
выполняет роль смазки, так как втяги-
вается в зазор между слитком и крис-
таллизатором.
При литье технической меди и бронз
в основном применяют в качестве
защитного покрова прокаленную сажу,
которая обеспечивает надежную защиту
металла от окисления, но существенно
ухудшает санитарно-гигиенические
условия труда. В связи с этим сажу
заменяют покровными флюсами раз-
личного состава (табл. 2).
Одним из наиболее перспективных
считают флюс из окмелита {4 ], который
наряду с защитой расплава от окисле-
ния выполняет роль смазки при вытя-
гивании слитка. Особенностью этого
флюса является то, что его применение
позволяет исключить фрезерование
слитков. Оболочка флюса на поверх-
ности слитков защищает их от окисле-
ния при нагреве под горячую про-
катку и способствует улучшению каче-
ства медной ленты.
При литье латуней широко приме-
няют в качестве покровных флюсов бу-
ру (при содержании цинка в сплаве
32—40%), октоборат натрия или его
смесь с криолитом (при содержании
цинка 4—10%). Технология подготовки
покровных флюсов для литья включает
их обезвоживание плавлением в печах,
разливку, размалывание на бегунах
или шаровых мельницах, просеивание
через сито с ячейкой размером до 1 мм.
Влажность покровного флюса не долж-
на превышать 1%. Расход флюса при
литье составляет 0,2—0,3 кг/т.
5. Особенности литья
различных сплавов
Различие свойств сплавов тяжелых
цветных металлов (физико-химических
и теплофизических) обусловило диффе-
ренцированный подход к выбору средств
защиты расплава от окисления , темпе-
Особенности литья различных сплавов
647
2. Покровно-защитные материалы [4]
Сплав Содержание компонентов в покровно-защитном материале, % (мае. доля) Темпера- тура плав- ления, °C
Техническая медь Прокаленная сажа —
Na2CO8 10—30; Na2B4O7 30—80; NaCl или СаС12 4—15; Na,AlFe 3—15; KHF, 5—25 730
Na2B4O, 60; KC1 15; NaCl 10; CaSO4 4; K2CO8 3; Na2CO8 3; LiCO8 3; Na2O 2 700
Натрий-борсиликатное стекло 600—800
SiO2 40; B2O8 50; Na2O 10 670
H2BO8 81—83; Na2CO8 17—19 650—700
Na2O 25—28; A12O8 1,0—1,5; MgO 0,5—1,0; SiO2 — остальное 830
Na2B4O7 37—47; SiO2 53—62 -f- углерод 800
Окмелит 750—780
Латуни: Л90, Л96 Октаборат натрия Na2O-4B2O8 —
ЛС59-1, Л63, Л68 и др. Бура Na2O*2B2O8 741
Na2O-4B2O8 50; Na8AlFe 50 868
ратуры литья, скорости вытягивания
слитка и режима охлаждения. Наибо-
лее важными являются особенности
процесса литья, обеспечивающие полу-
чение качественной поверхности и
исключающие внутренние дефекты в
слитках. Сплавы, отличающиеся широ-
ким температурным интервалом кри-
сталлизации или наличием легколету-*
чих и легкоплавких компонентов (цин-
ка, кадмия и др.), проявляют повышен-
ную склонность к поверхностной ликва-
ции и надрывам корки (свинцовые
латуни, кадмиевая и оловянно-фосфо-
ристая бронзы и др.). Поэтому для
литья этих сплавов рекомендуется
интенсивное охлаждение при формиро-
вании корки в сочетании с эффективной
смазкой и вибрацией.
Исключение в слитке трещин, обус-
ловленных температурными напряже-
ниями, требует выбора рациональных
режимов вторичного охлаждения, осо-
бенно для сплавов с пониженной тре-
щи неустойчивостью. Обоснованный вы-
бор рациональных способов интенси-
фикации процесса и рациональных
режимов вторичного охлаждения мо-
жет быть осуществлен только при ком-
плексном учете важнейших х ар акте-
648
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
3. Классификация сплавов по их свойствам
Группа сплава Подгруппа Типичные представи- тели группы Характеристики сплава
Ктр АТ’эф ЛФ асол Yt Бтж
А — Л63, Л68, Л90 0,46—1,0 — —- —
Б — Ml, ЛС59—1, ЛО70— 1, ЛОМш70—1—0,5 0,31—0,45 —* —— zdt —|— —
В В, МЗр, БрКд1 0,11—0,30 — — ziz —
Мб, ЛС63—3
В, БрКМцЗ—1 — — — —
Сталь 10
Г — В95 0—0,1 —1 — — — -j
Сталь 20
* При условии жесткого регламентирования по плотности и химической
Примечания: 1. ЛФ — легкоплавкие фазы; ВТ — внутренние трещи
ностные трещины; ПР — прорывы расплава; Ктр, Bij и Bia — критерии соот
кристаллизации и интенсивностей теплообмена в кристаллизаторе и вторичной
в твердожидкой зоне; — ширина твердожидкой зоны; р, ти и Kt — коэф
и неравномерности охлаждения по сечению.
2. Склонность сплава к дефекту: -)—|- — высокая; ----повышенная; ± —
ристик сплавов, предопределяющих в
совокупности склонность к дефектам,
ограничивающим скорость литья
(табл. 3).
6, Качество слитков
и заготовок из тяжелых
цветных металлов и сплавов
Методы контроля и исследования ка-
чества слитков. Обычно контролируют
следующие показатели качества слит-
ков: химический состав, состояние по-
верхности, наличие трещин в сечении,
плотность, макроструктуру, микро-
структуру, содержание кислорода (в
медных слитках) и неметаллические
включения.
Определение содержания компонен-
тов выполняют с помощью химического
анализа, содержания примесей — спек-
тральным анализом. Состояние поверх-
ности слитков оценивают визуально при
осмотре. В исследовательской практике
иногда используют количественную
оценку глубины дефектов (с помощью
послойной обточки круглых слитков)
либо полу количественную (ранговую)
оценку. Контроль на наличие пор
и трещин в сечении слитка выполняют
визуальным осмотром плоскости реза
слитков, а для продукции наиболее
ответственного назначения — отбором
Качество слитков и заготовок
649
и рациональным режимам охлаждения
Дефекты, ограничи- вающие увеличение скорости литья Параметры литья Рациональные характе- ристики вторичного охлаждения
ВТ ЗЛ, ГП пт ПР h Bi, Bi, T 1 л Kt В1,
4^ — — — — — До 0,2 Св. 4,0
fe *• 5 Ml — — 1 • —— —- —J— 0,21—0,45 0,81—4,0
Г — — — — — — — — 0,46—0,59 0,51—0,80
— — + До 0,2 Св. 4,0
— — — — — 1 1 T * 1 — 1 0,46—0,59 0,51—0,80
1 ' — — До 0,2 Св. 4,0 *
++ —1 1— ++ —- — 4“ =F * — — — 0,6-1,0 0,4—0,5
До 0,2 Св. 4,0*
однородности.
ны; ЗЛ — зональная ликвация; ГП — газоусадочная пористость; ПТ — поверх-
ветственно трещиноустойчивости в эффективном интервале ДТэф температур
зоне охлаждения; асол — предел прочности при Тсол; Ут — доля твердой фазы
фициенты соответственно трения, неравномерности толщины корки по периметру
средняя;-----пониженная,
— низкая.
темплетов и их рентгенопросвечива-
нием.
Для слитков некоторых металлов и
сплавов (бескислородная медь и др.),
предназначенных для производства по-
луфабрикатов ответственного назначе-
ния, контролируют плотность методом
гидростатического взвешивания, а так-
же травлением темплетов в концентри-
рованной азотной кислоте.
Контроль содержания кислорода вы-
полняют на тщательно отполированных
нетравленых шлифах по интенсивности
темно-голубых включений закиси меди.
Характерное место шлифа сравнивают
с фотографиями эталонных образцов
микроструктуры меди, т. е. определяют
содержание кислорода в пробе и соот-
ветственно в слитке. При этом важно
отличать включения закиси меди от
темных неметаллических включений
и пор.
Определение неметаллических вклю-
чений в слитках проводится с помощью
металлографического или химического
анализов. Обычно в меди и медных спла-
вах могут присутствовать закись меди
Си8О, оксиды цинка ZnO, сульфид
цинка ZnS, оксиды кремния SiO8,
олова SnO8, алюминия А18О8, железа
FeO, Fe8O8, Fe8O4, марганца МпО и
свинца РЮ. Эти вещества присутст-
вуют в виде макро- и микровключений
и обнаруживаются соответственно не-
050
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
вооруженным глазом либо только под
микроскопом (иногда лишь при боль-
ших увеличениях).
Характерные виды брака, меры их
предупреждения и способы исправле-
ния. Дефекты, возникающие в слитках,
и структура слитков тесно связаны с
теплофизическими условиями их фор-
мирования и технологическими факто-
рами. Особенно тесная связь сущест-
вует между интенсивностью теплопере-
дачи (теплообмена) и возникновением
поперечных поверхностных трещин и
прорывов металла, внутренних тре-
щин, зональной ликвации и газоуса-
дочной пористости, дисперсности
микроструктуры.
Сопротивляемость возникновению по-
перечных поверхностных трещин и
прорывов металла возрастает с увели-
чением интенсивности теплопередачи
по параболической зависимости и тем
выше, чем больше степень равномер-
ности затвердевания по периметру,
меньше скорость литья и коэффициент
трения между слитком и кристаллиза-
тором.
Вероятность возникновения внутрен-
них трещин, обусловленных темпера-
турными напряжениями, уменьшается
с понижением интенсивности теплооб-
мена Bi в зоне вторичного охлаждения
до определенного оптимального уровня,
который тем выше, чем больше трещи -
ноустойчивость отливаемого сплава.
Так, для слитков меди МЗр оптималь-
ное значение Bi# = 0,8, а для менее
горячеломкой латуни Л63 Bi 5,0.
Склонность к зональной ликвации
и газоусадочной пористости находится
в зависимости от произведения ширины
твердожидкой области на скорость
кристаллизации, а в конечном счете
обратно пропорциональна ~l/Bi.
Размер дендритной ячейки связан
параболической зависимостью с пара-
метром D/a, выражающим соотношение
интенсивностей диффузионного и тепло-
вого процессов (D — коэффициент диф-
фузии; а — температуропроводность),
и снижается с увеличением Bi. При
средней интенсивности теплообмена,
характерной для реальных условий
литья, размер ячейки обратно пропор-
ционален у'ТвТ.
В возникновении дефектов в слитках
наряду с теплофизическими факторами
существенную роль играют технологи-
ческие факторы, состояние оборудова-
ния и др. Систематизация сведений по
дефектам слитков в связи с указанными
факторами приведена в табл. 4.
4. Дефекты слитков и причины их появления [1, 5, 6]
Дефекты
Причины возникновения
---- -
По химическому составу Ошибка при расчете или составлении навески, за- грузка в печь не всех шихтовых материалов, недо- статочное перемешивание расплава перед отбором проб и разливкой, шихтовые материалы не соответ- ствуют требованиям ГОСТа, попадание в печь или миксер посторонних предметов с шихтой, флюеами и инструментом, недостаточное раскисление рас- плава, ошибки при отборе проб и анализе шихтовых материалов и слитков
Поверхности: продольные трещины Неравномерность толщины корки и ее охлаждения по периметру с образованием ослабленных локаль- ных участков из-за смещения разливочной трубки от центра, нерационального распределения металла в кристаллизаторе, наличия значительного обрат- ного конуса рабочих стенок кристаллизатора с рас- ширением рабочей полости к выходу, засорения ча- сти отверстий для выхода воды из кристаллизатора
1
Качество слитков и заготовок
661
Продолжение табл. 4
Дефекты Причины возникновения
поперечные и надрывы трещины Применение нехромированных кристаллизаторов, отслаивание или износ хромового покрытия рабо- чих стенок кристаллизаторов, отсутствие или не- достаток смазки в кристаллизаторе, зарастание ра- бочих стенок кристаллизатора оксидами, особенно при литье сплавов, содержащих легколетучие ком- поненты (цинк, кадмий и др.), перекос кристаллиза- тора
неслитины (кольцева- тость) Сочетание повышенной интенсивности теплопереда- чи в начальной стадии затвердевания с пониженной скоростью литья, особенно при литье сплавов с низ- кой и средней теплопроводностью (алюминиевые бронзы, латуни и Др.), пониженная температура расплава, перерывы в подаче расплава в кристалли- затор, колебание расплава в кристаллизаторе
наплывы и расплава прорывы Применение нехромированного кристаллизатора, отслаивание или износ хромового покрытия, пере- кос кристаллизатора, завышенная скорость литья, повышенный расход воды, смещение разливочной трубки, неправильная установка гребенки в кри- сталлизаторе, засорение отверстий для истечения воды из кристаллизатора, перегрев расплава
засор и включения шлаковые Нарушение качества защитной атмосферы или за- щитного покрова при разливке, неудовлетворитель- ное состояние рабочей поверхности кристаллиза- тора, перегрев расплава, засорение или износ от- верстий в литниковой системе, снижение уровня расплава в кристаллизаторе или разливочной ко- робке
кривизна слитка Нарушение вертикальности и соосности осей ли- тейной машины и кристаллизатора, перекос или смещение кристаллизатора, засорение части отвер- стий для выхода воды из кристаллизатора
Внутренние дефекты: трещины и меж- кристаллитные не- сплошности Завышенная скорость литья, повышенная темпера- тура расплава, повышенный расход воды, немоно- тонное охлаждение поверхности слитка
652
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
Продолжение табл. 4
Дефекты Причины возникновения
газовые раковины и поры Литье нераскисленной меди, использование в шихте некачественных катодов, применение сырого или недостаточно прокаленного древесного угля, недо- статочное количество угля в печи и миксере
осевая пористость Завышенная скорость литья, перегрев расплава
подкорковая пори- стость Смещение тройника относительно оси кристаллиза- тора, расположение отверстий в тройнике под углом к одной из широких сторон кристаллизатора, попа- дание влаги в зазор между слитком и кристаллиза- тором
пористость донной части слитков (на длине до 600 мм от Дна) Образование на донной кромке корольков затвердев- шего металла в начальный период литья
усадочная раковина, шлаковые раковины Поздняя доливка расплава на усадку, неправиль- ная установка литниковой системы, зарастание раз- ливочной коробки миксера шлаком
Несоответствие размеров слитков требованиям технических условий Износ или усадка рабочих стенок кристаллизатора, завышение скорости литья, приводящее к повышен- ной вогнутости по широкой грани слитков, особенно латунных
7. Оборудование
и организация
технологических процессов
Автоматизация и механизация тех-
нологических процессов непрерывного
литья. Большинство технологических
операций (в том числе навеска и за-
грузка шихты, перелив расплава из
печи в миксер, разливка, выемка
слитка, разрезка его на заготовки)
механизированы. Вручную выполняют
только вспомогательные операции, а
именно: съем шлака, чистку печи,
строповку грузов, установку литейной
оснастки и ремонтные работы. Частич-
ную автоматизацию используют в про-
цессах непрерывного горизонтального
литья заготовок. При этом с помощью
микропроцессора выполняются по за-
данному режиму вытягивание, фрезеро-
вание и смотка заготовки.
Машины полунепрерывного литья.
При литье слитков тяжелых цветных
металлов и сплавов наибольшее приме-
нение получили вертикальные машины
полунепрерывного литья конструкции
ИЗТМ с опускающимся столом, имею-
щие винтовой привод (рис. 10). Иногда
применяют машины с тросовым приво-
дом. За рубежом получили применение
литейные машины с гидравлическим
приводом.
Машины с винтовым приводом обес-
печивают получение одного плоского
слитка или до трех круглых слитков
длиной 5—5,5 м (диаметром, мм: 150—
200 — три ручья, 250—350 — два
Оборудование и организация технологических процессов
653
ручья, 400 — один ручей); достаточно
просты по устройству и надежны в
эксплуатации.
На машине с гидравлическим приво-
дом обеспечено более плавное вытяги-
вание слитка, упрощен переход с од-
ного типоразмера слитка на другой,
однако эти машины сложнее в изготов-
лении и обслуживании, а для монтажа
их требуются более глубокие приямки.
С учетом этого и с целью повышения
числа одновременно отливаемых слит-
ков (плоских — до двух, круглых —
до четырех) институтом «Гипроцветмет-
обработка» спроектирована модерни-
зированная литейная машина винто-
вого типа, отличающаяся от винтовой
машины конструкции ИЗТМ более
высокой (до 15 т) грузоподъемностью
и производительностью.
Модернизированная литейная маши-
на оснащена системой возвратно-посту-
пательного перемещения кристаллиза-
торов и вписывается в габариты имею-
щихся приямков. В модернизированной
литейной машине предусмотрено ис-
пользование кристаллизаторов новей-
шей конструкции, сочетающих высо-
кую долговечность с повышенным теп-
лосъемом и пониженной трудоемкостью
изготовления рабочих стенок.
Машины вертикального непрерыв-
ного литья слитков тяжелых цветных
металлов и сплавов (непрерывного
действия — с разрезкой слитка по
ходу вытягивания) имеют пока огра-
ниченное применение.
Машины непрерывного литья кон-
струкции СКБЦМ-ИЗТМ для получе-
ния вайербарсов из бескислородной
меди и конструкции фирмы Лома
(США) для производства слитков лату-
ни имеют привод с тянущими роликами
(рис. 11). Практика и специальные
исследования показали, что для ста-
бильной работы машин этого типа и
исключения искривления слитка важно
обеспечение вертикальности оси маши-
ны и соосности кристаллизатора, тяну-
щего устройства и пилы. Машины дан-
ного типа оснащены системой возврат-
но-поступательного перемещения кри-
сталлизатора с регулированием пара-
метров частоты и амплитуды. Вытяги-
вание слитка осуществляется с по-
стоянной скоростью.
Машины непрерывного горизонталь-
Рис. 10. Схема вертикальной машины
полунепрерывного литья слитков:
1 — слиток; 2 — поддон с затравкой;
3 — подвижная платформа; 4 — ходовой
винт; 5 — направляющая
ного литья. Устройство машин непре-
рывного горизонтального литья загото-
вок тяжелых цветных металлов и спла-
вов, предназначенных для последую-
щей обработки давлением, аналогично
машинам, используемым в производстве
литых заготовок машиностроительного
Рис. 11. Схема вертикальной машины
непрерывной разливки:
1 — миксер; 2 — кристаллизатор; 3 —
тянущие ролики; 4 — летучая пила; 6 —
кантователь; 6 — роликовый конвейер
654
НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
Рис. 12. Схема литейной машины с карусельным кристаллизатором:
1 — съемник; 2 — карусельный кристаллизатор; 3 — приводной ролик; 4 — разли-
вочный тигель; 5 — насадка; 6 — электромотор; 7 — винт для регулирования скорости
вращения кристаллизатора; 8 сборник воды; 9 ~ труба для охлаждающей воды
назначения. В отечественной практике
используют многоручьевые машины
непрерывного горизонтального литья
проволоки диаметром 12 мм из оло-
вянно-фосфористой бронзы [27], а
также машины для производства по-
лосовых заготовок размером 16Х 300мм
из латуни и бронз. Машины снабжены
графитовыми кристаллизаторами и
обеспечивают циклический режим вы-
тягивания.
За рубежом широко используют
машины горизонтального непрерывного
Рис. 13. Схема машины с роторным
кристаллизатором (установка Про-
перци:)
/ — качающийся рычаг; 2 — направляю-
щий ролик ленты; 3 — разливочное уст-
ройство; 4 — рукоятка; б — регулятор
скорости; 6 — пористый лист; 7 — мас-
ленка
литья круглых, ПЛОСКИХ И ПОЛЫХ
заготовок из меди и медных сплавов.
Особенностью новейших зарубежных
установок этого типа является приме-
нение вибрируемого с высокой частотой
узла миксер—кристаллизатор и ис-
пользование металлических кристал-
лизаторов взамен графитовых.
Специальное оборудование. К осо-
бым разновидностям процесса непре-
рывного литья тяжелых цветных метал-
лов и сплавов относится литье загото-
вок в подвижные кристаллизаторы
карусельного типа с вертикальной
(рис. 12) и горизонтальной (рис. 13)
осями вращения. В последнем случае
для формообразования заготовки до-
полнительно используется стальная
лента. Литье заготовки (катанки тра-
пециевидной формы) в эти кристалли-
заторы совмещается с последующей
горячей сортовой прокаткой.
На карусельных установках (см.
рис. 12) получают катанку из цинка
и латуней Л63 и ЛС59-1; на установках
роторного типа (см. рис. 13) — медную
катанку для кабельной промышлен-
ности. Решение задачи обеспечения
качества катанки, получаемой на уста-
новках карусельного типа, сопряжено
с определенными трудностями, обуслов-
ленными особенностями их формирова-
ния при литье и совмещением в одном
агрегате процессов литья и горячей
прокатки.
Список литературы
655
।
Технологический процесс непрерыв-
ного литья обеспечивает рациональные
формы разделения и кооперации труда
по технологическому, функциональ-
ному и квалификационным признакам.
Все основные операции, начиная от
поступления на участок шихтовых мате-
риалов и кончая отправкой готовой
продукции, в том числе вспомогатель-
ные погрузочно-разгрузочные и транс-
портные операции, операции контроля
и отправки заготовки в прокатный цех,
охватываются системой НОТ. Исполь-
зуют передовые методы труда для
получения расплава требуемого каче-
ства (в частности, применение пневмо-
почты с целью повышения скорости
доставки пробы, экспрессного анализа
химсостава), что значительно сокра-
щает время простоя плавильного обо-
рудования, позволяет сократить число
контролеров. Применение оборудова-
ния с достаточно высоким уровнем
механизации позволяет сократить вспо-
могательное время, а также время
технического и организационного об-
служивания, что способствует лучшему
использованию фонда рабочего вре-
мени.
Технико-экономические показатели.
Процесс непрерывного литья в значи-
тельной мере вытеснил литье в излож-
ницы в производстве слитков тяжелых
цветных металлов и сплавов. Опыт
применения процесса непрерывного
литья показал, что при использовании
достаточно мощных плавильно-литей-
ных агрегатов и эффективной техноло-
гии литья он обеспечивает комплексное
повышение выхода годных изделий и
производительности. Переход от напол-
нительного литья слитков меди и мед-
ных сплавов к полунепрерывному
литью позволил повысить выход год-
ного на 3—4% и производительность
на 30—50%.
Наибольшая эффективность процесса
достигается при использовании агрега-
тов непрерывного действия. При этом
обеспечивается дополнительное повы-
шение выхода годных изделий на 3—4%
за счет исключения обрезки головных
и донных частей слитка, увеличивается
в 1,5—2 раза производительность ли-
тейных машин.
Эффективна также замена литья в
изложницы производством литых заго-
товок на агрегатах непрерывного дей-
ствия, поскольку при этом достигается
наибольший прирост выхода годных
изделий.
Особенно перспективны процессы
производства, при выполнении которых
исключаются такие операции, как горя-
чая прокатка, прессование и связанные
с ними потери металла, энергозатраты
и трудозатраты. В связи с этим по
сравнению с традиционными процес-
сами производства слитков и деформи-
рованных полуфабрикатов наибольший
эффект обеспечивают процессы гори-
зонтального и совмещенного непрерыв-
ного литья и прокатки. Однако при-
меняемость этих процессов мала —
всего 5% общего выпуска литой метал-
лопродукции.
Список литературы
1. Буров А. В. Литье слитков меди
и медных сплавов. М.: Металлургия.
1972. 175 с.
2. Ватрушин Л. С., Осинцев В. Г.,
Козырев А. С. Бескислородная медь.
М.: Металлургия. 1982, 190 с.
3. Волкогон Г. М., Брезгунов М. М.
Производство слитков меди и медных
сплавов. М.: Металлургия, 1980,
100 с.
4. Герасимова И. С.,Молдавский О. Д.
Покровно-защитные флюсы для
плавки и литья медных сплавов//
Обзорная информация. Вып. 4, НИИ-
Цветметинформация, 1986. 32 с.
5. Головешко В. Ф. Опыт ЛПО
«Красный Выборжец» по интенсифи-
кации процесса литья меди и медных
сплавов в свете реализации програм-
мы Интенсификация-90. Л.: ЛДНТП,
1986, 28 с.
6. Кац А. М., Шадек Е. Г. Тепло-
физические основы непрерывного ли-
тья слитков цветных металлов и спла-
вов. М.: Металлургия, 1983, 207 с.
Раздел пятый
СПОСОБЫ ПОЛУЧЕНИЯ ОТЛИВОК
СО СПЕЦИАЛЬНЫМИ СВОЙСТВАМИ
Глава I
СУСПЕНЗИОННОЕ ЛИТЬЕ
1. Сущность процесса,
его достоинства и область
применения
Способ получения отливок, называе-
мый суспензионным литьем (рис. 1),
состоит в том, что при заполнении
литейной формы (либо после заполне-
ния, либо до него) снимается перегрев
жидкого металла благодаря внутрен-
ним теплостокам, а во всем объеме
расплава создаются дополнительные
активные центры кристаллизации, ино-
кулирующее воздействие которых про-
является в увеличении скорости и раз-
витии преимущественно объемного за-
твердевания и диспергировании струк-
туры литого металла. Различают два
Рис. 1. Схема суспензионного литья
с применением смешивающего уст-
ройства:
/ — литейная форма; 2 — смешивающая
надставка; 3 — бункер • дробью
вида суспензионной разливки: эндо-
генную и экзогенную (табл. 1).
Эндогенную суспензионную разливку
осуществляют, инициируя с помощью
различных технологических приемов
(перемешивания, вибрации, электро-
импульсной или ультразвуковой обра-
ботки и т. д.), образование в расплаве
дополнительных активных эндогенных
центров кристаллизации (например,
обломков образующих кристаллитов).
Технологию литья, в соответствии с ко-
торой в пресс-форму машины заливают
после интенсивного перемешивания
сплав в жидкотвердом состоянии, назы-
вают реолитьем. Тиксолитье преду-
сматривает использование квазитвер-
дых заготовок, которые становятся
пластичными и жидкоподвижными при
наложении давления.
Экзогенную суспензионную разливку
на практике осуществляют введением
в жидкий металл при заливке форм
1—5% порошкообразных добавок (дис-
персных инокуляторов) с размером час-
тиц 0,5—3 мм. В качестве дисперсных
инокуляторов применяют стальную и
чугунную дробь, гранулы различных
металлов, ферросплавов или лигатур,
железный порошок. Различные виды
суспензионной разливки не являются
конкурирующими, а, наоборот, при
совместном комплексном использова-
нии увеличивают эффективность спо-
соба и расширяют область применения
технологии.
Эффективность затравок эндо- и экзо-
генного происхождения во многом
определяется степенью структурного и
размерного соответствия примеси (либо
ее поверхностного слоя) с кристалли-
зующейся фазой (принцип П. Д. Дан-
кова) 110]. Инокулирующий эффект,
проявляющийся в измельчении крис-
таллической структуры металла, на-
Сущность процесса» его достоинства и область применения
657
1. Виды суспензионного литья
>" " ' - Способ разливки Основной технологи- ческий прием Реализуемые технологические процессы или преимущества технологии
Экзогенный Ввод в жидкий металл в процессе разливки дисперсных инокулято- ров (суспензионная за- ливка) Суспензионное (позднее) модифи- цирование, легирование и раскис- ление; получение различных низко- легированных сплавов на основе ба- зового состава; локальное модифи- цирование и легирование; получе- ние биметалла и композитных ма- териалов
Ввод в жидкий металл макрохолодильников — инокуляторов Армирование отливок и слитков (АКМ-стали); получение литых макрогетерогенных композитов
Эндогенный Наложение на кристал- лизующуюся жидкую фазу внешних воздей- ствий: механических, ультразвуковых или электромагнитных Литье расплава в жидкотвердом состоянии с наложением давления (реолитье); использование квази- твердых заготовок, которые при наложении давления становятся пластичными (тиксолитье)
По совмещен- ной технологии Совмещение двух или более указанных ранее технологи чески х приемов Повышение эффективности техноло- гии благодаря совмещению различ- ных воздействий
блюдается и в том случае, если нераст-
воримые примеси не обладают струк-
турным сходством с данным веществом
19].
Технологические основы процесса.
В соответствии со вторым началом тер-
модинамики инокуляторы аккумули-
руют теплоту затвердевающего рас-
плава, которая расходуется на их
нагрев и плавление. В реализации
внутреннего теплоотвода заключается
важнейшее отличие разливки с приме-
нением инокуляторов от других методов
литья Ill, 13].
С точки зрения получения макси-
мального теплофизического эффекта,
необходимо регулировать параметры
таким образом, чтобы инокулятор пол-
ностью расплавлялся к моменту дости-
жения расплавом температуры ликви-
дуса. Исходя из этого положения,
можно записать тепловой баланс, опи-
сывающий теплофизическую ситуацию,
которая складывается при вводе в
расплав инокулятора из того же мате-
риала:
Af С2 (Тпер Тлик) т lci (Тсол
— нач) + ^1 + (^л ик сол)
— Qib
где Мит — массы расплава и иноку-
лятора, кг; ТликИ Тпер — температу-
ры ликвидуса и перегрева расплава,
6С; Тсол и Тиач — температура соли-
дуса и начальная температура инокуля-
тора, °C; clt с2 и с{ — удельные тепло-
емкости материала инокулятора, рас-
плава и инокулятора в интервале
плавления, кДж/(кг-°С); — удель-
ная теплота плавления материала ино-
кулятора, кДж/кг; Ох — тепловой эф-
фект при растворении 1 кг дроби,
кДж/кг.
658
СУСПЕНЗИОННОЕ ЛИТЬЕ
2. Характер структур в зависимости от массы введенных частиц
Относительное количество т вве- денных частиц, % Структурная область Взаимодействие частиц с расплавом
До 10 Св. 10 до 20 Св. 20 Суспензит Переходная Композит Полное расплавление (растворение) ча- стиц, выравнивание температуры в объеме расплава до равновесной Частичное оплавление частиц Вмерзание частиц в матричный металл
В широком интервале перегрева
расплава (20—150 °C) относительное
количество частиц оказывает опреде-
ляющее влияние на длительность и
завершенность отдельных стадий тепло-
физического взаимодействия частиц
дисперсного инокулятора с расплавом:
снятие перегрева в окружающих час-
тицу слоях расплава, намерзание рас-
плава на поверхности частиц, плавле-
ние намерзшего слоя и собственно
частицы [13]. При изменении относи-
тельного содержания частиц в интер-
вале 0 т 1 взаимодействие между
частицей и расплавом проходит через
все стадии. При 0,1 < т < 0,2 в
системе частица — расплав происходят
процессы охлаждения поверхностного
слоя расплава, затвердевание расплава
на поверхности частицы и после уста-
новления равенства тепловых пото-
ков — частичное плавление затвердев-
шего слоя и частицы. При т > 0,2
после охлаждения поверхностных слоев
расплава до температуры ликвидуса
расплав на поверхности затвердевает.
Длительность затвердевания умень-
шается при увеличении массы т час-
тицы.
Во всех случаях уже в первый момент
контакта твердой частицы инокулятора
с жидким металлом в окружающем ее
расплаве создается локальное термиче-
ское переохлаждение даже в случае
значительных перегревов всего объема
расплава. Полученные данные о зако-
номерностях изменения теплофизиче-
ского состояния системы частицы —
расплав дают исходные посылки для
выбора оптимальных параметров сус-
пензионной заливки и свидетельствуют
о принципиальной возможности полу-
чения литых композитов (табл. 2).
Под композиционными материалами,
упрочненными частицами (гранулами,
дробью), обычно понимают системы,
имеющие более 20% твердой упрочняю
щей дисперсной фазы [13].
Время плавления дисперсных иноку-
ляторов в условиях, которые обычно
реализуются при суспензионной раз-
ливке (d — 0,5 -т- 3 мм; т = 0,5 -~
5%; ДТП = 50 4- 100 °C), достаточ-
но мало (не превышает 3—5 с) по
абсолютному значению, а также отно-
сительно времени заливки массивных
отливок и существования расплава в
жидком состоянии. Отсюда следуют
два важных вывода:
для крупных слитков и отливок про-
цесс плавления частиц дисперсного
инокулятора слабо зависит или вообще
не зависит от условий внешнего тепло-
отвода; другими словами, интенсив-
ность теплофизического воздействия
частиц намного выше интенсивности
внешнего теплоотвода;
инокулирующее воздействие дисперс-
ных добавок заключается не столько в
затравочном действии, сколько в акти-
вации готовых и в образовании в рас-
плаве дополнительных центров крис-
таллизации в результате теплофизиче-
ского и модифицирующего воздействий
введенных частиц инокулятора.
Если частицы отличаются по хими-
ческому составу от расплава, то процесс
плавления будет обусловлен не только
теплообменом, но и массообменом.
Определяющим продолжительность
процесса плавления частиц в расплаве
при температурах перегрева, более
низких, чем температура плавления
частицы, является диффузионное раст-
ворение, т. е. скорость плавления каж-
дого’элементарного слоя частицы будет
Сущность процесса, его достоинства и область применения
659
Определяться процессом насыщения
этого слоя примесью до концентрации,
соответствующей равновесной темпера-
туре ликвидуса расплава [6]. Время
жизни таких частиц возрастает до
десятков и сотен секунд.
При определении полного времени
плавления частицы в данном случае
необходимо в динамике плавления
каждый период рассматривать отдель-
но, а при расчете теплового баланса
должны учитываться соответствующие
тепловые эффекты растворения леги-
рующего элемента. Установлено [23],
что в области низких концентраций
легирующих элементов (до 2% марган-
ца или хрома и до 4% кремния) раство-
рение гранул носит эндотермический
характер, причем изменение энтальпии
значительно больше, чем при растворе-
нии гранул чистого железа. При вводе
стальной дроби и дроби из сплава с
содержанием 10—30% кремния наблю-
даются минимальные затраты теплоты
на растворение (расплавление) гранул.
В таких случаях можно рекомендовать
применение комплексных инокулято-
ров, состоящих из активной (легиро-
ванная добавка) и стабилизирующей
части (дроби из углеродистой стали).
Наименьшую скорость растворения
имеет дробь, легированная хромом,
наибольшую марганцем. Это поло-
жение находится в согласии с данными
о коэффициентах диффузии этих эле-
ментов в расплавах на основе железа
[1]. Подавляющее большинство про-
цессов растворения твердых веществ в
жидкости происходит в диффузионном
режиме. Этот установленный экспери-
ментально факт позволяет заключить,
что вокруг гранулы в жидкости обра-
зуется насыщенный по концентрации
слой растворяемого легирующего эле-
мента. Таким образом, вокруг частиц
инокулятора образуются не только
температурные, но и концентрацион-
ные флуктуации, которые обусловли-
вают возникновение локальных пере-
охлажденных объемов расплава, что
способствует активации (повышению
устойчивости и росту) дополнительных
центров кристаллизации.
Экспериментально установлено [13],
что гетерогенные центры кристаллиза-
ции, содержащиеся в стали, более ста-
бильны и карактеризуются большей
каталитической активностью (большей
устойчивостью наведенной активности)
по сравнению с центрами зародыше-
образования, находящимися в железе.
По воздействию на величину пред-
кристаллизационного переохлаждения
идентифицировано более 30 элементов:
1-я группа — берилий, бор, цирконий,
магний, алюминий, кальций, титан,
иттрий, церий — активные элементы-
раскислители, полностью снижающие
переохлаждение; 2-я группа — угле-
род, кремний, ванадий — элементы
промежуточной активности; 3-я груп-
па — азот, кислород, фосфор, сера,
хром, марганец, железо, кобальт, ни-
кель, цинк,галлий,германий, ниобий,
молибден, кадмий, индий, олово, сурь-
ма — инактивные элементы, не сни-
мающие переохлаждение.
Установлено, что при раннем введе-
нии инактивных добавок в количестве
0,3—5% массы расплава не снимается
переохлаждение, а при позднем введе-
нии более 0,5% всех добавок полностью
снимается переохлаждение железа,
т. е. поздний ввод индуцирует катали-
тическую активность инактивных доба-
вок.
Существуют следующие механизмы
и источники образования в объеме
расплава дополнительных активных
центров кристаллизации [13]: актива-
ция гетерогенных центров (подложек)
кристаллизации в результате образо-
вания в расплаве температурных или
концентрационных флуктуаций и хими-
ческого взаимодействия с эндогенными
примесями; внесение инокулятором
экзогенных центров, обладающих наве-
денной или естественной активностью;
нерасплавившиеся остатки частиц, а
также образовавшиеся в процессе плав-
ления группы (комплексы) атомов, или
групп-блоки, сохранившие исходную
структуру. Установлено, что чем чище
расплав от примесей (активных гете-
рогенных центров) и чем менее они
активны и стабильны, тем более сущест-
венна роль зародышеобразующего (за-
травочного) воздействия инокулятора
и относительно менее значительна роль
теплофизического фактора.
Выбор дисперсных инокуляторов.
Классификация дисперсных инокуля-
торовч характеристика и рекомендуе-
мые технологические варианты их при-
3. Классификация дисперсных инокуляторов
Группа инокуляторов Классификационный признак Характер воздействия частиц Относитель- ная масса инокуля- тора, % Область применения
Охладители, или фригиторы (frigi— охлаждение — охладители, теп- лостоки) Частицы вещества того же химического со- става, что и расплав Действуют как внутренние стоки избыточной теплоты (энтальпии) расплава, пе- регретого выше температу- ры ликвидуса. Предпола- гается полное расплавле- ние и растворение частиц к началу кристаллизации 0,5—10,0 Ускорение затвердевания, уве- личение физико-химической и структурной однородности, изо- тропности свойств отливок и слитков, устранение литейных дефектов (горячих трещин, уса- дочной пористости, рыхлости и т. д.); увеличение скорости непрерывной разливки и улучшение качества заготовок
Модификаторы (modificationis — дробление на ча- сти, дробящие, диспергирующие) Частицы активных ме- таллов, снимающие пе- реохлаждение и имею- щие высокое сродство к кислороду (азоту, сере) Изменяют размеры, морфо- логию и распределение структурных составляю- щих: образуют новые дис- персные локализованные фазы 0,01—0,5 Позднее модифицирование, на- пример модифицирование в форме, ввод в кристаллизатор при непрерывной разливке на машине непрерывного литья заготовок; получение крупных отливок из чугуна с шаровид- ным графитом; ввод модифици- рующих добавок с помощью брикетов и лигатур
Легирующие, или лигатуры (liga- tura — связка, связывающие ком- поненты сплава в новые фазы) Частицы, имеющие хи- мический состав, от- личный от расплава; частицы инактивных металлов, не снимаю- щих переохлаждение Действуют как внутренние теплостоки и одновременно вызывают образование но- вых массивных фаз и струк- турных составляющих: ло- кальных объемов с повы- шенным содержанием ле- 0,5-30,0 Получение отливок и слитков из легированных сталей и спла- вов на основе базового состава; легирование (или делегирова- ние) сплавов суспензионным способом; локальное легиро- вание литых заготовок
660 СУСПЕНЗИОННОЕ ЛИТЬЕ
Сущность процесса, его достоинства и область применения
661
со
Продолжение табл.
к
я
я
(V
я
о
S
я
р.
с
JQ
{**
о
СО
Ч
О
О
•£ w •
Ч О
О «о4 (- л 5
о л Я со
О к О Р.
я £ я О
н g я н
о ®
к
я
я
н
о
•я
(V
Ч я- л « ° 2 « о
ex g
н
я
СО
р.
СО
X
•я
3
я
я
о
я я
SJ со
со я
Я СО
я я
’в’2*
я с
о
и
СО
ч
X
л
о
^^4
СО о
к н
с к
>> ч
р.>>
С. я
о
я
Я
1 г* Л 1 1 1 о (У 1 я
СО X 2 к я СО я о CU Я S си СО <1) Я я си я ч о О н Я СП о с S о я 3 н Я ч Я я о № О Н О 1- Ям Я 2 3 я я В 3 я о с S а S я ч я ч ю о и/ с о S ч я я S я я о 0) я я я га X 0) S о я я со с я S га я н <и> »я о я о я S 3 я я ч га я я Я я си Q Я га Ч Ч га н 0) S я ю 0) я я си я ч я я в 3 я о с я я я я га я я Ч си я га со •-Ч о си о я ч о »я о я <и> я я я ж я X о я я со я я о я я ч н о я 3 я я я <и> о га 2 Я н о о я
о
Я
о
ю
7
о
L0
тирующего элемента При затвердевании дей- ствуют как внутренние теплостоки, разделители; в затвердевшей отливке играют роль армирующей, упрочняющей, локальной фазы
Нер асп л ав л яющиеся частицы, гранулы, стержни, листы; поло- сы из того же или иного сплава, имеюще- го более высокие фи- зико-механические или специальные свойства
менения приведены в табл. 3. На пер-
вом этапе в качестве дисперсного ино-
кулятора использовали железный поро-
шок различных марок. Эта технология
оказалась достаточно эффективной для
ускорения и оптимизации затвердева-
ния, диспергирования структуры, уст-
ранения литейных дефектов и ликва-
ционной неоднородности, повышения
изотропности и уровня механических и
некоторых специальных свойств круп-
ных стальных отливок и слитков, не-
прерывно-литых заготовок.
Дальнейшее изучение влияния раз-
личных добавок на формирование
структуры и свойства отливок позволи-
ло сделать вывод о том, что более
эффективно применение активных ком-
понентов (модификаторов и л и гаторов),
так как в этом случае теплофизическое
и затравочное воздействие на кристал-
лизацию структур и образование свой-
ства сплавов суммируется с модифици-
рующим и легирующим воздействием.
Поздний ввод индуцирует нуклеацион-
ную способность дисперсных добавок,
в том числе инактивных. В качестве
активных добавок могут быть исполь-
зованы элементы 1-й группы: бериллий,
бор, цирконий, магний, алюминий,
кальций, титан, иттрий, церий, кото-
рые обладают естественной нуклеаци-
онной способностью.
Выбор легирующих добавок для
суспензионного легирования стали [от
0,5 до 5,0 (30)% массы расплава] может
быть проведен в соответствии с их влия-
нием на структуру и свойства металла
с учетом существующих и апробиро-
ванных марок низколегированных ста-
лей [7].
Существует ряд методов (схемы син-
теза сплавов), с помощью которых
выбирают легирующие добавки и опти-
мизируют легирующие комплексы [8].
Определены следующие группы наибо-
лее приемлемых легирующих элемен-
тов: 1 — основные упрочнители: хром,
кремний, хлор, вольфрам, молибден,
ванадий, никель, марганец, медь; 2 —
вспомогательные упрочнители и плас-
тификаторы: титан, цирконий, свинец,
висмут, теллур, углерод. В состав
упрочнителей входят в основном инак-
тивные элементы 3-й группы.
В качестве дисперсного инокулятора
можно использовать стальную дробь,
662
СУСПЕНЗИОННОЕ ЛИТЬЕ
легированную одним или несколькими
элементами -модифи к атор ами, гр ан у лы
ферросплава или различных компози-
ций из стальной дроби (порошка) и гра-
нул ферросплавов. В зависимости от
состава комплексные инокуляторы при
добавлении их до 0,5% (масс, доля)
оказывают различное влияние на струк-
туру и механические свойства углеро-
дистой стали 35Л. Для получения сви-
нецсодержащих сталей используют
только метод суспензионного легиро-
вания, основанный на введении в струю
жидкой стали в процессе заполнения
формы (изложницы) дроби свинца диа-
метром 0,8—3 мм. Если легирующий
элемент имеет плотность, значительно
меньшую или большую, чем обрабаты-
ваемый расплав, то в этом случае
рекомендуется гранулы лигатора вво-
дить в смеси со стальной или чугунной
дробью [13].
Практика суспензионного литья по-
казывает, что развитие и расширение
применения технологии возможно толь-
ко на основе использования в качестве
инокулятора распыленной металличе-
ской дроби.
Основные преимущества метода рас-
пыления заключаются в возможно-
сти получения распыленной дроби
различного химического и грануло-
метрического состава при равномер-
ном распределении компонентов в
объеме каждой частицы, в получении
плотных частиц сферической формы,
при себестоимости, сравнимой со стои-
мостью разливаемой стали.
Распыление позволяет получить
состав и свойства дроби (порошка),
адекватные этим же характеристикам
исходного расплава. Распыление воз-
духом (водой) под давлением до 0,1 —
0,5 МПа — наиболее часто применяе-
мый процесс для организации в требуе-
мых масштабах производства дисперс-
ных инокуляторов (одновременно абра-
зива, гранулята). Кроме того, метод
характеризуется малыми энергозатра-
тами и широкими возможностями меха-
низации и автоматизации.
К чистоте поверхности гранул и
загрязненности дроби посторонними
включениями предъявляются доста-
точно жесткие требования. Примене-
ние механических методов очистки в
сочетании с магнитной сепарацией,
очисткой воздухом позволяет получить
достаточно чистый инокулятор, введе-
ние которого не приводит к увеличению
в отливках неметаллических включе-
ний [13]. Оборудование для очистки
дроби приведено в работе [3].
2. Методы ввода дисперсных
инокуляторов
Важным звеном технологии является
метод ввода дисперсного инокулятора.
Наиболее технологичные методы можно
подразделить на две группы: 1-я груп-
па — введение дисперсных инокулято-
ров в жидкую фазу при разливке, в
процессе заполнения литейной формы:
введение частиц с помощью тангенци-
ального (вихревого) смесителя; под
струю самотеком; боковое введение в
струю расплава с помощью различных
метательных установок (механических,
пневматических или электромагнит-
ных); введение частиц в центр струи
через полый стопор и др.; 2-я группа—
введение дисперсных инокуляторов до
или после заполнения литейной формы:
суспензионное (позднее) модифициро-
вание и введение дисперсных инокуля-
торов с помощью пенополистироловых
моделей; установка в полость формы
армирующих вставок — разделителей;
введение затравок в виде штанг, стерж-
ней, кусков и т. п.
При изготовлении фасонных отливок
и кузнечных слитков различной массы
от 200 кг до 40 т опробован и находит
применение ввод дисперсных инокуля-
торов с помощью тангенциального
смесителя (вихревой воронки) [24].
Этот метод заключается в том, что в
результате тангенциального подвода
литника из приемной чаши в смеситель-
ную емкость в последней создается вра-
щательное движение жидкого металла
с образованием вихревой воронки.
Дисперсный инокулятор из бункера
подается в центр воронки, захваты-
вается вращающимся жидким метал-
лом, усваивается им и уносится в по-
лость формы. Многочисленные экспе-
рименты, в том числе с использованием
радиоавтографии, показали, что вве-
денные по данной технологии дисперс-
ные инокуляторы равномерно распре-
деляются в объеме отливки.
Методы ввода дисперсных инокуляторов
М3
Рис. 2. Схемы устройств и приспособлений для ввода дисперсного инокулятора:
а—бункер закреплен на ковше, ввод под струю металла; б—пневматическое метательное
устройство; в — коаксиально установленный бункер; г — ввод при помощи пенополи-
стироловых моделей; д — электромагнитное метательное устройство; е — ввод с помощью
присадки растворимой твердой фазы; ас — ввод через полый стопор
Смешивающие устройства обычно из-
готовляют в виде специальных литни-
ковых надставок. Надставки выпол-
няют в опоках по моделям из формовоч-
ной смеси с помощью традиционных
методов формовки.
При литье крупных отливок и слит-
ков, когда разовая порция инокулятора
превышает 1—2 т, бункер-дозатор ре-
комендуется устанавливать стационар-
но для каждой заливаемой опоки или
изложницы над смешивающей ворон-
кой. При литье мелких и средних дета-
лей, когда масса инокулятора на одну
разливку не превышает 1 т, бункер
подвешивают к разливочному ковшу
(рис. 2). Простейшим приспособлением
для ввода дисперсного инокулятора в
жидкий металл является обычная раз-
ливочная чаша или воронка. Эффектив-
ное усвоение дисперсного инокулятора
обеспечйвается замешиванием частиц
дроби в объеме расплава литниковой
чаши за счет кинетической энергии
струи. Дисперсные добавки вводят под
(в) струю расплава также с помощью
различных метательных устано-
вок[13].
664
СУСПЕНЗИОННОЕ ЛИТЬЕ
Весьма перспективным является ме-
тод суспензионного модифицирования
расплава непосредственно в полости
литейной формы (суспензионное моди-
фицирование чугуна и стали маг-
нием и ферросилицием). Техноло-
гический процесс суспензионного моди-
фицирования и легирования введением
дисперсных инокуляторов в полость
формы с помощью пенополистироловых
моделей приведен в работе [16]. Дис-
персный инокулятор вводят в полость
формы в виде окатаных (плакирован-
ных) металлическими частицами гра-
нул подвспененного полистирола или
в виде моделей, предварительно изго-
товленных из таких гранул с помощью
окончательного вспенивания полисти-
рола в пресс-форме.
Метод суспензионной разливки с
введением дисперсного инокулятора
в полость формы с помощью пенополи-
стироловых моделей может быть при-
менен для улучшения качества, физи-
ко-механических и специальных свойств
отливок массой до 100—150 кг. Под-
робно методы ввода инокуляторов
рассмотрены в работах [13, 19, 23, 24,
25].
Вторая группа методов суспензион-
ной разливки заключается в снятии
перегрева и введении затравок в жид-
кий металл до разливки с помощью так
называемой растворимой твердой фазы;
ввод в расплав твердых тугоплавких
частиц (например, нитридов титана)
или получение суспензии в результате
химических реакций при раздельном
введении компонентов и, наконец,
введение инокуляторов до или после
заполнения изложницы в виде прово-
локи, штанг или стержней с последую-
щим перемешиванием расплава или без
него [2, 4, 13, 19, 25, 26].
3. Расчет оптимальных
параметров процесса
суспензионного литья
В основу расчета оптимальных пара-
метров экзогенной суспензионной раз-
ливки взяты следующие теоретические
положения:
максимальный инокулирующий эф-
фект проявляется в том случае, когда
частицы, полностью расплавляясь, сни-
жают температуру расплава до темпе-
ратуры ликвидуса;
образовавшиеся гетерогенные центры
не должны дезактивироваться до нача-
ла кристаллизации.
Для выполнения указанных положе-
ний при разливке стали сверху наибо-
лее благоприятны условия, при кото-
рых полное расплавление частиц будет
заканчиваться в ядре расходящейся
струи расплава, а циркуляционные
потоки будут доставлять активные
примеси к фронту кристаллизации.
При литье фасонных отливок нагрев,
расплавление и усвоение дисперсного
инокулятора должны происходить при
движении в потоке жидкого металла в
тангенциальном смесителе, стояке и
питателях к моменту выхода расплава
в полость формы.
Реализация данного процесса при
экзогенной суспензионной разливке
теоретически и экспериментально
обоснована и практически показана в
работах [13, 24]. Установлено, что
применительно к условиям разливки
крупных слитков и отливок (темпера-
тура перегрева разливаемого металла
50—120 °C) процесс расплавления час-
тиц железного порошка почти не зави-
сит от условий внешнего теплоотвода
и время их плавления практически не
изменяется. Следовательно, определе-
ние оптимального количества дисперс-
ных инокуляторов вполне допустимо
проводить с использованием уравнения
теплового баланса, составленного для
случая, когда частицы дисперсного
инокулятора (фригитора) полностью
снимают перегрев расплава. Для этих
же целей могут быть использованы
номограммы (рис. 3 и 4), позволяющие
определить оптимальные параметры
процесса суспензионной заливки [5,
13, 20, 24].
Поскольку все расчеты выполнены с
упрощениями и допускают колебания
определяемых величин, параметры,
установленные с помощью номограмм,
должны быть уточнены и скорректиро-
ваны для каждого конкретного случая.
Практические рекомендации для раз-
личных вариантов большой номенкла-
туры отливок: в зависимости от техно-
логических параметров литья опти-
мальное количество дисперсных и но-
Технико-экономическая эффективность суспензионной заливки
665
Рис. 3. Номограмма для определения
оптимального количества и размеров
частиц дисперсного инокулятора при
разливке стали в слитки:
т — количество дисперсного инокулятора;
*пер
— температура перегрева заливаемого
металла; т„_ — время плавления частиц.
11Л >
«о» тист — скорость и время истечения
струи; h — расстояние от места ввода
порошка до середины изложницы; г —
радиус частицы
куляторов (стальной дроби или порош-
ка) составляет обычно 1—3% массы
расплава (размер частиц 0,5—-Змм),
для слитков эти величины составляют
соответственно 3—5% и 1—3 мм.
4, Технико-экономическая
эффективность суспензионной
заливки
Важным преимуществом суспензион-
ной разливки является уменьшение
объема концентрационной усадочной
раковины, подусадочной и осевой рых-
лости. Это позволяет уменьшить на
10—20% объем прибылей суспензион-
ных отливок, что дает увеличение вы-
хода годного на 5—10%. Методика
расчета прибылей отливок при заливке
с введением инокуляторов описана
в работе [24].
75
500^200100 30 20 г=0,1 ММ
500200 'бО 2010 г-0,2 мм
500200)20)10 г=0,Змм
500 200 2010 ' г-0,5мм
—I_L. 1 , L. J_L_J_______
500 3010 г -1мм
6 в 10
К
10010
Тзал > с
75
г-0,05мм
0 б 8 Ю
500-500100 3020 г-0,1 мм
500 го\ )о)о)о г~о,2мм
500 200у ^502010 г-0,3 мм
500200 20lV г-05мм
300 3010 г = / мм
Ц_ш___L_L_________________
^заг.^ 5}
10010
$
Рис. 4. Номограммы для определения
оптимального количества дисперсного
инокулятора с учетом внешнего тепло-
отвода:
а — для снятия теплоты перегрева и из-
мельчения первичной структуры; б — для
обеспечения минимальной усадки и наи-
большей трещиноустойчивости; /зал ~‘
температура заливаемого расплава; тзал —
время заливки; г — радиус микрохо-
лодильника
Проведено исследование литейных и
некоторых технологических свойств
чугуна и стали.
Экспериментально установлено, что
после введения дисперсного инокуля-
тора в сталь или чугун жидкотеку-
честь расплава снижается на 15—
20% пропорционально количеству вве-
денного инокулятора. С точки зрения
технологии это явление повышает ми-
нимально допустимую толщину стенки
отливки до 8—10 мм и вызывает необ-
ходимость в увеличении сечения лит-
никовых каналов на 20—40% .
666
СУСПЕНЗИОННОЕ ЛИТЬЕ
Важным преимуществом суспензи-
онной разливки является уменьшение
объема концентрированной усадочной
раковины, а также поду садочной и осе-
вой рыхлости. Введение дисперсных
инокуляторов способствует снижению
объемной усадки на всех ее стадиях,
причем эффект возрастает при сниже-
нии температуры заливки и увеличении
количества инокулятора. Это может
быть связано с увеличением доли твер-
дой фазы к моменту начала фиксации
усадки. Максимальное снижение усад-
ки наблюдается при литье с введением
инокуляторов — макрохолодильников
и армирующих вставок [13, 23, 24].
Важным преимуществом разливки
с применением инокуляторов является
уменьшение объемов усадочных дефек-
тов в отливках — усадочных раковин,
возникающих под прибылями и пита-
ющими бобышками или в термических
узлах (локализованных зонах разо-
грева), обособляющихся в процессе
затвердевания от прибыли. Объем уса-
дочной раковины уменьшается при
увеличении количества и укрупнении
частиц инокулятора; при введении
1—4% дроби и температуре заливки
1580 °C уменьшение объема составляет
5—20%; при 1540 °C—10—35%. Из-
менение гранулометрии влияет менее
существенно.
Уменьшение объемной усадки при
разливке с введением инокуляторов,
кроме уменьшения абсолютной усадки,
связано также с изменением условий
формирования структуры при этом
способе литья, а именно с диспергиро-
ванием и оптимизацией формы выде-
ляющихся кристаллов твердой фазы,
с улучшением условий суспензионного
питания за счет усиления направлен-
ности затвердевания и улучшения рео-
логии твердожидкой фазы. Технологи-
чески это преимущество позволяет на
10—30% уменьшить объем прибыли без
ухудшения качества отливок. Сниже-
ние температуры заливки,оптимизация
затвердевания, уменьшение усадки —
основные факторы, которые благо-
приятно влияют на повышение тре-
щи неустойчивости отливок при раз-
ливке с инокуляторами.
Дисперсные инокуляторы оказывают
влияние на кинетику линейной усадки
доэвтектического, близкого к эвтек-
тике серого чугуна. Анализ кривых
линейной усадки, свидетельствует: при
вводе как чугуна, так и стальной дроби
происходит увеличение предусадочного
расширения и расширения при перлит-
ном превращении, что связано с уве-
личением степени графитизации чу-
гуна. Поскольку послеперлитная усад-
ка во всех случаях примерно одина-
кова, то при литье с введением иноку-
ляторов наблюдается тенденция сокра-
щения общей линейной усадки.
После суспензионной заливки суще-
ственно повышается изотропность и
уровень механических свойств литого
металла. При вводе дроби из углероди-
стой стали или железного порошка
[3—5% (масс, доля)] наиболее заметно
возрастают пластические и вязкостные
характеристики:
при равных примерно прочностях
пластичность металла повышается на
30—50% и более, ударная вязкость —
на 25—30%;
максимальный эффект обнаружи-
вается в срединной (на половине ра-
диуса) и осевой зоне слитков (отливок);
снижение анизотропии свойств кор-
релируется со значительным сниже-
нием физико-химической однородности
металла и устранением зоны столбча-
тых кристаллитов.
Большие возможности изменять фи-
зико-механические и специальные свой-
ства стали и чугуна представляет при-
менение комплексных инокуляторов:
дробь + модификатор (или лигатор).
Например, ввод комплексных добавок
дробь + ферромарганец (или феррова-
надий, ферромолибден) оказывает уп-
рочняющее в, 1,3—1,5 раза воздей-
ствие, что позволяет на базе углероди-
стой стали с помощью .суспензионной
разливки получать низколегированные
марки типа 40Г, 65Г, 35ГС и т. д.
Технико-экономическая эффектив-
ность суспензионной заливки рассмо-
трена в работах [11—13, 23, 24].
На основании проведенных исследова-
ний и опытно-производственных работ,
а также анализа данных можно сфор-
мулировать следующие основные
статьи экономической эффективности
суспензионной разливки:
снижение внутрицехового брака по
линейным дефектам на 30—50% бла-
годаря повышению качества отливок
Список литературы
667
сокращение объемов прибылей на
стальных отливках на 20—30%, что
обеспечивает увеличение выхода год-
ных изделий на 5—10%;
увеличение выхода годных изделий
в результате введения 2—3% дроби;
снижение трудоемкости работ по
исправлению дефектов по горячим
трещинам на 25—50%;
снижение брака по пригару на 25—
30%, что обеспечивает уменьшение
трудоемкости работ по обработке и
очистке отливок на 10—-15%;
сокращение времени выдержки от-
ливок в форме на 15—20%, что соот-
ветственно увеличивает производитель-
ность заливочных участков;
повышение физико-механических и
специальных свойств, приводящее к
увеличению срока службы литых де-
талей на 10—20%.
В зависимости от технологического
варианта и получаемых результатов
от внедрения суспензионной разливки
может быть получен существенный тех-
нико-экономический эффект.
Список литературы
1. Арсентьев П. П., Коледов Л. А.
Металлические расплавы и их свой-
ства. М.: Металлургия, 1976. 375 с.
2. Бабаскин Ю. 3. Структура и
свойства литых сталей. Киев: Нау-
кова думка, 1980. 240 с.
3. Вереш А. Очистка отливок. М.:
Машиностроение, 1982. 256 с.
4. Гаврилин Н. В., Ершов Г. С.,
Каллиопин И. К. О выборе рацио-
нальных модификаторов 2-го рода для
стали//Изв. вузов. Черная металлур-
гия. 1974. № 10. С. 135—141.
5. Гаврилин И. В., Каллио-
пин И. К-, Ухин Ю. В. Номограмма
для суспензионной заливки//Изв. ву-
зов. Черная металлургия. 1973. № 8.
С. 139—141.
6. Гольдфарб Э. М. Теплотехника
металлургических процессов. М.: Ме-
таллургиздат, 1967. 440 с.
7. Гольдштейн Я. Е. Низколеги-
рованные стали в машиностроении.
М. Машгиз, 1963. 240 с.
8. Гуляев Б. Б. Физико-химиче-
ские основы синтеза сплавов. Л.:
Изд-во Ленинградского университета,
1980. 192 с.
9. Данилов В. И. Строение и
кристаллизация жидкостей. Киев:
Изд-во АН УССР, 1956. 424 с.
10. Данков П. Д. Кристаллический
механизм взаимодействия поверхности
кристаллов с чужеродными элемен-
тарными частицамш/Физическая хи-
мия. 1946. №20. С. 22—26.
11. Ефимов В. А. Разливка и кри-
сталлизация стали. М.: Металлур-
гия, 1976. 552 с.
12. Ефимов В. А. Улучшение ка-
чества отливок//Литейное производ-
ство. 1977. № 6. С. 1—2.
13. Затуловский С. С. Суспензион-
ная разливка. Киев: Наукова думка,
1981. 260 с.
14. Затуловский С. С. Новые про-
цессы получения и применения литой
дроби в металлургическом, литейном
и сварочном производстве. Киев: Зна-
ние, 1981. 24 с.
15. Затуловский С. С. Теория и тех-
нология суспензионной разливки
сплавов. Киев: Знание, 1979. 24 с.
16. Иванова Р. К.» Анненко Л. П.,
Шуляк В. С., Затуловский С. С.
Влияние модифицирования металла в
форме на физико-механические свой-
ства стали//Литье по газифицируемым
моделям. Киев: Из-во ИПЛ АН УССР,
1975. С. 94—96.
17. К вопросу о повышении одно-
родности металла путем введения в
расплав дисперсных частиц/С. С. За-
туловский, В. П. Абрамова, Г. А. Куц
и др.//Повышение долговечности ли-
тых металлов. Киев: Из-во ИПЛ
АН УССР, 1969. С. 13—23.
18. Крейдер К. Композиционные ма-
териалы. М.: Машиностроение, 1978.
503 с.
19. Литье с применением инокуля-
торов/Под ред. С. С. Затуловского.
Киев: Изд-во ИПЛ АН УССР, 1981.
220 с.
20. Мадянов А. М. Суспензионная
разливка. М.: Металлургия, 1969.
185 с.
21. Медовар Б. И., Самойло-
вич Ю. А. Теплофизические основы
ввода макрохолодильников в слиток//
Проблемы специальной электрометал-
лургии. Киев- Наукова думка, 1979.
С. 66—70.
вв8
ПОЛУЧЕНИЕ И ПРИМЕНЕНИЕ КОМПОЗИЦИОННЫХ ОТЛИВОК
22. Медовар Б. И. Металлургия
вчера, сегодня, завтра. Киев: Наукова
думка, 1986. 130 с.
23. Новые процессы производства и
применения литой дроби/Под ред.
С. С. Затуловского. Киев: Изд-во
ИПЛ АН УССР, 1983. 124 с.
24. Совершенствование технологии
стального литья/А. А. Рыжиков,
М. И. Рощин, В. И. Фокин. М.: Ма-
шиностроение, 1977. 143 с.
25. Суспензионное литье/Под ред.
С. С. Затуловского. Киев: ИПЛ АН
УССР, 1977. 182 с.
26. Тимофеев Г. И., Райко Н. А.,
Трифонов Ю. И. Свойства алюминие-
вых сплавов при суспензионной раз-
ливке//Литейное производство. 1979.
№ 8. С. 13—14.
Глава II
ПОЛУЧЕНИЕ И ПРИМЕНЕНИЕ
КОМПОЗИЦИОННЫХ ОТЛИВОК
1. Области применения
композиционных отливок
Технология композиционного литья
состоит в следующем. В фасонную
литейную форму устанавливаются эле-
менты детали, изготовленные отдельно
любыми другими способами и из
различных материалов (в том числе и
композиционных), и объединяются в
единое целое основным (матричным)
металлом, заливаемым в литейные
формы различными способами.
Композиционное литье развивается
на базе опыта по получению армиро-
ванных и двухслойных отливок, ком-
позиционных материалов (жидкофаз-
ным способом), а также исследований
контактных процессов, в результате
которых создаются связи между твер-
дыми элементами отливки и матри i-
ным (основным) металлом
При композиционном литье умень-
шаются отходы металла, материало-
емкость машин и трудовые затраты,
так как в этом случае отливка синте-
зируется из отдельных элементов, ко-
торые могут быть выполнены наиболее
эффективными способами формообра-
зования для данного элемента, и из
оптимальных материалов в зависимо-
сти от требований, предъявляемых
к деталям.
Композиционные отливки по своей
природе гетерогенны, что позволяет
получить сумму эксплуатационных
свойств нового качества, которых не
может иметь отдельный элемент, вхо-
дящий в состав композиции. Такие
отливки могут быть получены как
с поверхностным композиционным сло-
ем, обладающим заданными свойства-
ми, так и при воздействии на весь
объем отливки, что позволяет улучшить
их механические свойства.
Композиционным литьем изготов-
ляют отливки сложной конфигурации
с полостями и толщинами стенок,
которые не могут быть получены
ни при каком другом виде формообра-
зования. Свойства композиционных от-
ливок во многом зависят от получения
бездефектной и управляемой по гео-
метрическим параметрам контактной
зоны двух элементов отливки, где
протекают сложные физико-химиче-
ские процессы, часто при нестационар-
ном тепловом режиме.
Композиционное литье позволяет:
создать местное упрочнение и повы-
шенную износостойкость; предохра-
нить от хрупкого разрушения чугуны,
материалы карбидного класса и термо-
силиды; предохранить от коррозии;
создать экономию дефицитных мате-
риалов; повысить технологичность из-
готовления отливок и получить их
новые свойства (рис. 1; см. также
рис. 2—4).
Местное упрочнение часто необхо-
димо для алюминиевых и магниевых
сплавов, к )торые имеют недостаточную
твердость. Так, твердость алюминие-
вых сплавов составляет 50—70 НВ,
магниевых — 30—35 НВ. При кон-
такте с более твердыми цветными и чер-
Области применения композиционных отливок
669
ними металлами происходит их износ
или смятие. Поэтому рекомендуется
изделия из алюминия и магния под-
вергать местному упрочнению (напри-
мер, поршень на рис. 1, а, изготовлен-
ный из алюминиевого сплава, в кото-
ром канавки для поршневых колец
выполнены из более твердых материа-
лов — легированной стали или чу-
гуна). Для создания связей такую
вставку предварительно прогревают
и заливают металл с перепуском.
При изготовлении поршней жидкой
штамповкой надежная связь может
быть создана при изготовлении вставки
из пористых спеченных металлических
порошков (ПСМП). Под давлением
алюминиевый сплав пропитывает
вставку из ПСМП, благодаря чему
создается композиционный слой твер-
достью 140—160 НВ при надежной
его связи с поршнем.
Хрупкому разрушению и коррозии
не подвержен клапан двигателя вну-
треннего сгорания (см. рис. 1,6). Шток
предохраняет от хрупкого разрушения
тарелку, а она — шток от коррозии.
Во многих случаях важно предохра-
нить от хрупкого разрушения детали
из серого чугуна. Например, при
хрупком разрушении чугунных тор-
мозных вагонных колодок их куски
могут попасть в другие узлы агрегата.
Опасность такого попадания требует
вставлять в колодку стальную арми-
рующую пластину. Такое армирова-
ние необходимо, например, для чугун-
ных корпусов электромоторов, рабо-
тающих в шахтах, где при попадании
газов на искрящие щетки может про-
изойти взрыв всего корпуса и соот-
ветствующее поражение осколками.
Армирование предохраняет от оско-
лочности.
Экономию дефицитных материалов
получают при использовании армиро-
ванного инструмента, например фрезы
(рис. 2), изготовленной из трех метал-
лов: из литой инструментальной стали
(ножи /); из силумина (матричный
металл) (корпус 2) и углеродистой
стали (втулка 3). Разработана также
технология получения композицион-
ных буровых шарошек. В таких ша-
рошках зубья выполнены из сплава В К
и стального сердечника (сталь с удар-
ной вязкостью не менее 1,0 МДж/м®);
Рис. 1. Композиционные армирован-
ные отливки:
а — местное упрочнение поршня вставкой 1,
б - клапан с чугунной тарелкой / и
стальным штоком 2 [9]
опора скольжения — из зерен рео-
лита, пропитанного бронзой, а опора
качения — из ПСМП — железного по-
рошка и сормайта, пропитанного чу-
гуном, что обеспечивает твердость не
менее 64 HRC3. Зубья и опору вста-
вляют в литейную форму, а корпус,
объединяющий их, получают заливкой
стали или высокопрочного чугуна.
Такая технология позволяет повысить
эксплуатационную надежность отли-
вок, технологичность их производства
и уменьшить расход сплава В К в
2 раза [1].
Использование композиционных ме-
тодов повышает технологичность изго-
товления отливок. Например, ци-
линдр 2 (рис. 3, а) с ребрами 1 воз-
душного охлаждения по условиям
износостойкости должен быть отлит
из серого чугуна перлитного класса,
жидкотекучесть которого не обес-
Рис. 2. Армированная фреза диамет-
ром 130 мм
670
ПОЛУЧЕНИЕ И ПРИМЕНЕНИЕ КОМПОЗИЦИОННЫХ ОТЛИВОК
а)
Рис.
3. Технологичность армированных отливок
печивает надежное выполнение ребер.
Поэтому ребристую часть отливают
отдельно из фосфористого чугуна, а
затем используют ее как арматуру при
отливке цилиндра из чугуна перлит-
ного класса. Ребристая часть может
быть изготовлена также штамповкой
из малоуглеродистой стали и исполь-
зована как арматура.
Для доменных печей используются
холодильники (рис. 3, б) в виде чу-
гунных плит с внутренними каналами
диаметром 40—50 мм, по которым
циркулирует вода. Получение таких
каналов с помощью стержней затруд-
нено из-за сложности изготовления
габаритных стержней больших разме-
ров, но малой толщины, а также
вследствие сложности удаления таких
стержней. Использование же стальных
труб, которые после заливки остаются
в холодильниках, заметно облегчает
решение задачи. Изготовление компо-
зиционных плит-холодильников более
технологично, а эксплуатация их го-
раздо надежнее по сравнению с холо-
дильниками, в которых каналы полу-
чают с помощью стержней [6].
Тонкие или сложные круглые отвер-
стия в отливках целесообразно выпол-
нять с помощью заливаемой трубчатой
арматуры.
Получение в толстостенных отлив-
ках отверстий с малой шероховато-
стью поверхности вызывает затрудне-
ния. Поэтому их не получают при
литье, а выполняют механическими
методами. Применение фасонной ар-
матуры позволяет устранить трудоем-
кую обработку резанием (рис. 4). Из-
готовление фасонной арматуры может
быть осуществлено штамповкой из
листа с применением при необходи-
мости сварки.
Технологично композиционным лить-
ем изготовлять диафрагмы турбин.
При этом лопатки из углеродистой
стали, получаемые пластической де-
формацией или точным литьем [3],
сочетаются с ободами из чугуна.
Композиционным способом могут
быть изготовлены также турбинки для
турбобуров. Лопасти турбинок полу-
чают отдельно пластической деформа-
цией, а собирают их с помощью пер-
форированных обечаек из листовой
стали, устанавливаемых в литейную
форму для заливки вокруг них ободов
из модифицированного чугуна. Такой
метод значительно производительнее
литья по выплавляемым моделям.
Отливки, полученные композицион-
ным литьем, приобретают новые свой-
ства. Например, стальная арматура
Области применения композиционных отливок
671
2375
I)
Рис. 4. Примеры получения отверстий в толстостенных отливках:
а — в чугунной отливке / с помощью стальной трубы 2, увеличивающей надежность
отливки; б — с использованием фасонной арматуры / из листовой стали
увеличивает прочность чугунных от-
ливок. Так, надежность работы литых
подвесок или петель создается в ре-
зультате использования арматуры. При
расходе арматуры всего в количестве
3—5% массы отливок их статическая
и динамическая прочность увеличи-
вается в 1,5—2 раза.
Следует отметить, что:
сочетание стальной трубы из мягкой
стали, по которой циркулирует пар
под давлением 1,2 МПа, с ребристой
чугунной облицовкой, работающей при
повышенных температурах в корро-
зионной среде, обеспечивает большую
надежность по герметичности и хоро-
шую коррозионную устойчивость (см.
рис. 4, а);
армирование нижней части излож-
ницы бандажами приводит к значи-
тельному увеличению их стойкости;
композиционные двухслойные коки-
ли имеют стойкость в несколько раз
большую, чем обычные чугунные;
объемное армирование отливок пу-
стотелыми дискретными волокнами
увеличивает демпфирующую способ-
ность отливок;
при композиционном литье получа-
ют отливки, для которых наряду
с жаростойкостью характерна и жаро-
прочность, например в подвесках труб-
чатых печей для нефтепереработки или
цепях цементных печей матрицей яв-
ляются хромистые материалы, обес-
печивающие жаростойкость, а арма-
турой — никелевые материалы, обес-
печивающие жаропрочность;
для деталей, работающих при высо-
ких температурах, может быть исполь-
зована композиция металл — неметал-
лические материалы; например, ка-
налы в устройствах для литья под
давлением быстро изнашиваются, если
они изготовляются из чугуна, поэтому
рабочую поверхность канала изгото-
вляют из керамики ZrO2SiO2, что
приводит к резкому увеличению его
стойкости.
Различные заслонки, крышки для
нагревательных устройств часто изго-
товляют литыми со вставками из
огнеупорного кирпича, оформляющего
поверхность, контактирующую с вы-
сокотемпературным пламенем.
Возможность сочетания керамики
с металлом важна, например, для де-
талей двигателей, в которых произво-
дится дожигание газов. Полости этих
деталей облицовывают теплоизолиру-
ющими вставками. При этом керами-
ческие вставки не растрескиваются
из-за малого коэффициента расшире-
ния. Материалами для этих вставок
могут служить оксид алюминия, кар-
бид кремния, плавленый корунд. Та-
кие вставки обжигают при темпера-
туре 850—1500 °C. Применяют также
пластичные вставки из измельченных
SiO2 и А12О8 со связкой из глиноземи-
стого цемента. Такие вставки не рас-
трескиваются после заливки, так как
для упрочнения их пропитывают жид-
ким стеклом, коллоидными SiO2,
А1(Н2РО8) и эти л си ли к атом.
Для изготовления теплообменников
из меди- для гарнисажной плавки
титана, где требуется очень интенсив-
ный теплообмен, можно использовать
композицию никель—медь; никелевые
672
ПОЛУЧЕНИЕ И ПРИМЕНЕНИЕ КОМПОЗИЦИОННЫХ ОТЛИВОК
।
г
трубки позволяют пропускать охла-
ждающую среду под давлением
3,2 МПа, а медь обладает высокой
теплопроводностью; контактная связь
никель—медь хорошая.
При литье под давлением армиро-
вание дает большой эффект. Особенно
это характерно для цветных металлов,
а также для сочетания цветных метал-
лов с черными.
Узловая сборка литьем (УСЛ) в ряде
случаев выгоднее, чем сварка или
запрессовка с созданием механических
связей. Подробнее методы армирова-
ния и узловой сборки при литье под
давлением изложены в гл. V, раздел
пятый.
При армировании отливок, получае-
мых по выплавляемым моделям, ар-
матура вставляется в модель и про-
ходит далее все операции, соответ-
ствующие изготовлению форм при
литье по выплавляемым моделям. Кон-
такт арматуры с выплавляемой моделью
и разогрев арматуры при прокалива-
нии форм не приводит ее к заметному
изменению, если прокаливание форм
ведут в защитных средах. При исполь-
зовании кокилей для изготовления
армированных отливок или для узло-
вой сборки литьем наблюдается ухуд-
шение контактной связи, что обу-
словлено быстрым охлаждением кон-
тактной зоны. Поэтому кокили необ-
ходимо разогревать.
Одним из препятствий использова-
ния армированного литья в массовом
производстве является то, что уста-
новку арматуры выполняют вручную.
2. Формирование
контактных зон между частями
композиционных отливок
и диффузионные процессы
Элементы детали, установленные в
литейную форму, могут быть объеди-
нены в результате действия механиче-
ских и адгезионных сил, а также про-
текания диффузионных процессов, спо-
собствующих образованию контактной
зоны.
Формирование механических связей.
Чисто механические связи реализуются
в том случае, если жидкий металл не
смачивает поверхность твердого эле-
мента и между ними не происходят
реакции химического взаимодействия.
Для создания механических связей
твердый элемент должен быть залит
жидким металлом, при затвердевании
которого развивается усадка. Под влия-
нием усадки создается нормальное
давление рн, которое и обеспечивает
механические связи (рис. 5, а). Нор-
мальное давление на твердый элемент
в затвердевающей отливке в виде ци-
линдра или пустотелого цилиндра
(трубки) может быть определено по
формуле
где 6 — величина усадки; dK — на-
ружный диаметр твердого элемента,
равный внутреннему диаметру охва-
тывающей его отливки; Кт = —г-
d
и Л2==-~— коэффициенты толстостен-
“К
ности, если элемент пустотелый
(рис. 5, a) (dx — внутренний диаметр
твердого элемента и d2 — наружный
диаметр охватывающей затвердевшей
отливки); Ег и Е2 — модуль упругости
соответственно твердого элемента и
залитого металла; и р2 — их коэф-
фициенты Пуассона.
Так как для разъединения элемен-
тов нужно преодолеть силу трения
между твердым элементом (арматурой)
и затвердевшей отливкой, а коэф-
фициент трения за счет различных
Рис. 5. Примеры механических свя-
зей, используемых при композицион-
ном литье
Формирование контактных зоп« Диффузионные процессы.
673
насечек, резьб может быть большим
(рис. 5, б), то такая механическая связь
при статических нагрузках может быть
достаточно надежной. Тем не менее,
между твердым элементом и залитым
металлом возможно образование за-
зора вследствие незаполнения впадин
между неровностями, особенно при
плохом смачивании расплавом твердой
поверхности. Поэтому насечки уве-
личивают механическую связь, но од-
новременно способствуют образованию
прерывистых зазоров, нежелательных
при знакопеременных нагрузках и
вибрациях.
На формирование механических свя-
зей оказывает влияние давление, под
действием которого жидкий металл
входит в контакт с твердым элементом,
создаются условия для лучшего запол-
нения различных выступов, а также
уменьшается возможность образова-
ния прерывистых зазоров. Если твер-
дый элемент не является частью от-
ливки, а вводится в нее для упрочне-
ния (как арматура), то наличие пре-
рывистых зазоров приведет к низкой
внеосевой прочности (при приложении
нагрузки перпендикулярно волокнам
детали), понижению тепло- и электро-
проводности .
При ламинарном течении расплава
и при несмачивании поверхности поток
имеет вид накатывающейся волны и
между потоком и твердой поверхностью
создаются воздушные прослойки, спо-
собствующие образованию зазора, что
ухудшает механические связи. Фор-
мирование механических связей про-
исходит и при пропитке пор 1 ПСМП
матричным металлом 2 (рис. 5, е), если
металл не вступает в химические и
диффузионные взаимодействия. Это ха-
рактерно для ограниченного числа
сплавов (например, для Си—W, Си—
Мо, Си—Та, Ag—W, Mg—Ti), почти
не используемых для фасонных от-
ливок.
Формирование адгезионных связей
между элементами композиционных от-
ливок. В формировании связей между
твердой поверхностью элемента детали,
арматуры и затвердевающим распла-
вом большую роль играют адгезион-
ные силы, которые проявляются в том
случае, если расплав смачивает эту
поверхность. Мерой смачивания яв-
22 Ефимов
ляется краевой угол смачивания, кото-
рый определяется условиями равнове-
сия лежащей на подложке капли, на
которую одновременно действуют меж-
фазные натяжения: расплав (жид-
кость) — газовая фаза (ож_г); расплав
(жидкость) — твердая поверхность
(аж-т); твердая поверхность — газовая
фаза (От-г)- равновесия сил сле-
дует, что
^т-г = о^ж-т 4“ COS 0С
или
cos ес =
Сж-г ’
где Эс—краевой угол смачивания,
который образуется между жидкостью
и твердой поверхностью.
Межфазное натяжение можно изме-
нять, а следовательно, изменять и
краевой угол смачивания. При этом
чем меньше краевой угол смачивания,
тем больше адгезия расплава к твер-
дой поверхности. Зависимость между
поверхностным натяжением и величи-
ной адгезии определяется уравнением
Юнга
= ^ж-г (i ~Ь cos Эс) •
Из уравнения следует, что работа
адгезии жидкости к твердой поверх-
ности зависит от поверхностного натя-
жения жидкости на границе с газом
и краевого угла смачивания твердого
тела жидкостью. При условии, что
0С = 0 и cos 0С = 1, работа адгезии
№а = 2ож_г на границе с газом.
В тех случаях, когда смачивания не
происходит, адгезия уменьшается, а
при полном несмачивании 0С= 180°,
cos 0С = —1 и IFa = 0. В этом случае
контакт между твердой поверхностью
арматуры и расплавом не образуется.
Исследования [2] показывают, что
в системах металл—оксид работа ад-
гезии зависит не только от сил Ван-
дер-Ваальса. Например, работа адге-
зии (№а) для системы Ni—ZrO2 соста-
вляет 917 эрг/см2 (при краевом угле
смачивания 118°иож_г= 1730 эрг/см2);
для системы Fe—Сг2Оа —
— 1400 эрг/см2 (при 0С = 90° и сгЖ-г =
= 1400 эрг/см2), что значительно боль-
ше возможных сил межмолекулярного
притяжения. Поэтому выдвигается хи-
мическая теория смачивания. Наличие
674
ПОЛУЧЕНИЕ И ПРИМЕНЕНИЕ КОМПОЗИЦИОННЫХ ОТЛИВОК
химического взаимодействия подтвер-
ждается прямыми наблюдениями.
Установлена связь работы адгезии
и, следовательно, краевого угла сма-
чивания с температурой, со сродством
смачивающего металла к кислороду,
с термодинамической стабильностью
смачиваемого оксида.
Если на поверхности раздела арма-
тура-матрица краевой угол смачи-
вания 0с < 90°, т. е. расплавленная
матрица смачивает арматуру, то заме-
чено, хотя и незначительное, без
образования каких-либо соединений,
растворение арматуры и формирова-
ние связей. Это имеет место, например,
при применении алюминиевых и ни-
келевых матриц, армированных угле-
родными волокнами, что подтверждает
значение химических процессов при
смачивании.
Смачиванием можно управлять дву-
мя способами: изменением свойств
смачиваемого твердого тела; исполь-
зованием адсорбционного эффекта, т. е.
введением в смачивающий расплав
межфазово-активных компонентов.
Установленная применительно к ок-
сидам связь между краевым углом
смачивания и сродством металла к ки-
слороду может быть распространена
на угле- и боросодержащие сплавы.
Можно считать, что чем больше смачи-
вающий металл склонен к поглощению
кислорода, углерода и бора, тем луч-
ше этот металл смачивает данное
твердое тело. Чем больше работа
образования смачиваемого соедине-
ния, тем оно хуже будет смачи-
ваться данным металлом. При исполь-
зовании для улучшения смачивания
адсорбционного эффекта необходимо,
чтобы смачивающая жидкость имела
межфазово-активные компоненты. При-
менительно к расплавам, смачивающим
оксиды, такими межфазово-активными
компонентами могут быть те, которые
имеют большое сродство к кислороду
или металлу, входящему в состав
смачивающего оксида. При смачива-
нии карбидов и графита межфазово-
активными компонентами являются
карбидообразующие элементы.
При контакте металлических твер-
дых поверхностей с жидким металлом
0с<90°. Улучшение смачивания мо-
жет быть достигнуто в результате
повышения температуры жидкого ме-
талла, применения флюса, легирова-
ния, газовых сред, шероховатости по-
верхности твердой фазы. Например,
расплавленный алюминий в водород-
ной среде начинает смачивать армко-
железо только при 1270 °C, медь —
при 1180 °C, олово — при 1000 °C,
т. е. алюминий и олово должны быть
сильно перегреты, в то же время олово
смачивает медь уже при 380 °C [4].
Таким образом, управляя свойствами
смачиваемого тела и используя меж-
фазово-активные компоненты, можно
достичь прочных адгезионных связей,
что расширит возможности компози-
ционного литья, так как благодаря
адгезионным связям на арматуру мо-
гут быть нанесены промежуточные
слои, которые улучшат связь арматуры
с матричным металлом.
При получении композиционной от-
ливки большое влияние на формиро-
вание адгезионных связей оказывают
условия заполнения формы и охла-
ждения отливки.
Смачиваемость зависит от характера
потока. При ламинарном потоке сма-
чивание улучшается. Оказывает влия-
ние на межфазовое натяжение также
состав литейной формы, от которого
зависит состав газовой фазы. Это
влияние особенно велико, если газовая
фаза вступает с жидкостью во взаимо-
действие с образованием твердых ок-
сидных пленок (А12О8, Сг2О8). Образо-
вание таких пленок зависит от состава
металла. Например, вследствие изби-
рательного окисления даже при не-
большом количестве алюминия в ме-
талле на поверхности расплава обра-
зуется плотная пленка А12О8.
Жидкий металл без оксидов (в усло-
виях вакуума) не смачивает неметал-
лическую поверхность, но металл, по-
крытый оксидами типа FeO и МпО,
хорошо смачивает поверхность из по-
луторных оксидов и кремнезема. По-
этому в зависимости от пары, вступа-
ющей в контакт, и окружающей среды
краевой угол смачивания изменяется
в широком диапазоне и, следовательно,
адгезией можно управлять при изго-
товлении ' композиционных отли-
вок.
Формирование контактных зон при
диффузионных процессах. Установ-
Формирование контактных зон» Диффузионные процессы 875
лено (1J, что если между арматурой
и матрицей из металлов прошли диф-
фузионные процессы с образованием
контактных зон, то прочность соеди-
нения почти н? отличается от проч-
ности матрицы, б то время как при за-
прессовывании арматуры в отверстие
(даже с натягом), выполненное в ма-
трице, где могут быть созданы адге-
зионные связи за счет сил межмолеку-
лярного притяжения, прочность со-
единения не превышает половины проч-
ности матрицы. Это указывает на зна-
чение контактных зон и диффузион-
ных процессов при изготовлении ком-
позиционных отливок.
Для соединения двух элементов де-
тали (двух частей) необходимо, чтобы
амплитуда колебаний атомов превос-
ходила величину зазора, существу-
ющего между двумя элементами де-
тали. Если детали с шероховатостью
поверхности Ra = 0,05 мкм сложить,
то зазор между ними будет составлять
~100 нм, Колебания же атомов под
влиянием нагрева составляют максимум
около четырех-пяти межатомных рас-
стояний, т. е.^1,5 нм. Поэтому, чтобы
атомы могли перейти из одной части
детали в другую, необходимо их сбли-
жение с помощью сжатия при одновре-
менном повышении температуры или
смачивание жидким металлом твердой
поверхности. Далее проходят процессы
диффузии с образованием переходной
зоны. Количественно диффузия харак-
теризуется коэффициентом диффузии
(см2/с). Значение коэффициентов диф-
фузии D или констант А скорости
роста диффузионной зоны оценивают
по распределению концентраций эле-
ментов в этих слоях. По коэффициенту
диффузии и заданным начальным и
граничным условиям расчетом с ис-
пользованием закона Фика можно
определить диффузионное поле.
Если отсутствует градиент концен-
трации примесей, то соединение двух
элементов детали возможно вследствие
процессов самодиффузии, т. е. пере-
мещение атомов собственной кристал-
лической решетки. Самодиффузия свя-
зана с тепловым колебанием атомов под
влиянием нагрева. При этом происхо-
дит флюктуация колебаний, и отдель-
ные атомы приобретают энергию боль-
шую, чем средний уровень энергии
атома. Эги атомы покидают равновес-
ное положение в узлах, оставляя место
незанятым. Атом, который расположен
между узлами, называют дислоциро-
ванным атомом, а узел незанятый —
вакансией. Равномерность расположе-
ния атомов нарушается, возникают
упругие искажения кристаллической
решетки. В местах вакансий она сжата,
а в местах дислоцированных атомов —
расширена. В дырку (вакансию) может
переместиться некоторый атом А, а
на место А переместиться атом В
и т. д. Для перехода атома А в дырку
должна быть затрачена работа (энер-
гия активации или теплота разрыхле-
ния), которая зависит только от при-
роды вещества.
В твердых растворах внедрения диф-
фузия происходит легче по сравнению
с твердым раствором замещения, так
как в последнем случае нужно вывести
замещаемый атом из своего постоян-
ного состояния и энергия активации
в этом случае больше. Например,
для диффузии углерода в у-железо
(внедрение) энергия активации Q =
~ 125,4 кДж/г-атом, а при диф-
фузии металлов в у-железо (замеще-
ние) Q == 250,8 кДж/г- атом. Коэф-
фициенты диффузии при этом отли-
чаются на несколько порядков. На-
пример, коэффициент диффузии угле-
рода в мягкой стали при 1100 °C
составляет 6-10“7 см?7с, а молибдена
при тех же условиях — 6-10 см2/с.
Еще больше затруднен процесс само-
диффузии. Анизотропность свойств ме-
талла проявляется и в диффузионном
процессе. Границы зерен облегчают
диффузию, так как они обычно имеют
больше дефектов кристаллического
строения, значение которых было уста-
новлено впервые при контакте пары
Си—Zn. Если диффузия в зернах
мала, она может протекать по гра-
ницам оерен.
Наиболее подробно изучены кон-
тактные процессы систем, для которых
важна большая удельная прочность,
а также контактные процессы при из-
готовлении композиционных жаропроч-
ных отливок, а именно для матриц:
алюминиевой А1—В, AI—-С, А1—Fe;
магниевой Mg—В, Mg—С; титановой
Ti--B, Ti—SiC, Ti—A13O3; никелевой
Ni—W.
676
ПОЛУЧЕНИЕ И ПРИМЕНЕНИЕ КОМПОЗИЦИОННЫХ ОТЛИВОК
Для машиностроительных деталей
общего назначения, а также для
изготовления оснастки используют
композиционные отливки, где соче-
таются железоуглеродистые сплавы
разных составов или железоуглероди-
стые сплавы с медными й алюминие-
выми сплавами.
Контактные процессы для металли-
ческих расплавов можно разделить на
две группы: матрица и арматура рас-
творимы друг в друге, но продукты
взаимодействия не образуются; на
поверхности раздела образуются но-
вые продукты взаимодействия. Кон-
тактные процессы первой группы ха-
рактерны для железоуглеродистых
сплавов, для которых большое значе-
ние имеют диффузионные процессы
углерода в железо. Во второй группе
происходит образование новых оксид-
ных соединений, карбидов, шпинелей.
Формирование контактных зон зави-
сит от скоростей реакций и диффузии
элементов. Примерами контактных пар,
дающих продукты взаимодействия, мо-
гут служить алюминий и титан, арми-
рованные борными волокнами, кото-
рые частично растворяются с образо-
ванием диборидов алюминия и ти-
тана — А1В2 и TiB2.
Если металлы армированы нитевид-
ными волокнами оксидов, то связь
формируется вследствие образования
шпинелей. Например, между никелем
и нитевидными кристаллами оксида
алюминия может протекать реакция
с образованием шпинелей NiAl2O4.
Сформированные связи между элемен-
тами композиционной отливки должны
обладать стабильностью в процессе
эксплуатации, так как если на гра-
нице арматура (элемент отлив ш) —
матрица протекают реакции, то перво-
начально гладкие поверхности ните-
видных кристаллов превращаются в за-
зубренные, что ухудшает их механиче-
ские свойства.
Совместимость матрицы и арматуры
(волокон) зависит от кинетики про-
цесса, которая определяется процес-
сами диффузии и скоростями химиче-
ских реакций.
При упрочнении алюминия и магния
углеродными волокнами взаимная рас-
творимость системы А1—С мала, но
образуется карбид алюминия А14С3.
Углеродные волокна при температу-
рах до 1100 °C алюминием не смачи-
ваются. Для преодоления несмачива-
ния можно использовать литье под
давлением.
Некоторые особенности физико-хи-
мических процессов между арматурой
и матрицей в системах, где в качестве
матрицы используют Al, Mg, Ti и Ni,
а в качестве арматуры В, С, SiC и
А12О8, рассмотрены в работах [4Ц
и др.
Для железоуглеродистых сплавов
возможны варианты контактных про-
цессов: чугун (расплав) — сталь (твер-
дый элемент); чугун (расплав) — чу-
гун (твердый элемент); сталь (рас-
плав) — сталь (твердый элемент); сталь
(расплав) — чугун (твердый элемент).
Первый вариант наиболее распро-
странен; встречается для получения
объемно-армированных чугунных от-
ливок и при заливке в металлооболоч-
ковые формы; второй вариант пред-
ставляет интерес при изготовлении
двухслойных валков, когда затвердев-
шая часть валка входит в контакт
с жидким чугуном, выполняющим
остальную часть валка, также при
объединении двух элементов из чугуна;
третий вариант важен при объедине-
нии стальных элементов в единое целое,
например стальной корпус шарошки
и зубья из сплава В К на стальной ар-
матуре и др.; четвертый вариант
используют мало, так как он может
быть заменен первым вариантом. Од-
нако четвертый вариант может быть
использован при изготовлении компо-
зиционной детали по принципу намо-
раживания детали из чугуна с после-
дующей промывкой сталью.
Условия формирования переходных
зон сталь—чугун приведены в рабо-
тах [5, 8]. Стальные образцы, покры-
тые легкоплавким шлаком, погружали
в расплавленный чугун, так что на
10"4 м2 поверхности стального образца
приходилось 0,0125 кг чугуна. Было
установлено влияние температуры по-
догрева стального образца и темпера-
туры расплавленного чугуна на
толщину переходной зоны (рис. 6, а),
температуру контактной зоны (рис. 6, б)
и скорость растворения стального об-
разца (рис. 6, в). При этом было пока-
зано, что только в области // (см.
Формирование контактных зон. Диффузионные процессы
877
образца, °C
Рис. 6. Влияние температуры расплавленного чугуна и стального образца на
размеры переходного слоя, температуру контактной поверхности и растворение
стального образца
в)
рис. 6, а) происходит начало формиро-
вания связи, а в зоне III эти связи
достигают полноценного значения.
Влияние температуры переходной
зоны на формирование связей таково
(см. рис. 6,6), что в области / связи
отсутствуют, в области II достигают
полноценного значения, а в области III
наблюдается растворение, которое про-
исходит тем интенсивнее, чем выше
температура подогрева образца и выше
температура расплавленного чугуна
(рис. 6, в), а также чем больше масса
чугуна на единицу поверхности сталь-
ной заготовки.
Переход углерода из чугуна в сталь
при изотермической выдержке проис-
ходит в такой последовательности:
поверхностные слои стального твер-
дого образца насыщаются углеродом
из жидкого чугуна; поверхностный
слой стального образца переходит в
жидкое состояние; из жидкого поверх-
ностного слоя стали углерод диффун-
дирует в глубь стального образца.
Одновременно происходит взаимная
диффузия других элементов (Si, Мп,
Сг).
При изотермической выдержке этот
процесс будет протекать до полного
растворения стального образца в чу-
гуне с получением усредненного со-
става в зависимости от масс чугуна и
стального образца.
При затвердевании же чугунной
реальной отливки, например, доэв-
тектического состава происходит вы-
деление избыточной фазы аустенита,
который кристаллизуется на аусте-
нитной подложке (стальная заготовка).
При этом образуется первая зона
стали, по составу соответствующая
линии IE на диаграмме Fe—С.
Диффузия углерода в глубь сталь-
ного образца приводит ко второй
переходной зоне, которая соответ-
ствует заэвтектоидной стали. Вторая
зона плавно переходит в третью зону,
а структура соответствует эвтектоид-
ной стали. Далее следует структура
стального образца первоначального
строения стали.
Кинетика взаимодействия в системе
сталь—чугун зависит от условий за-
полнения литейной формы. Если пла-
стина (образец) находится в нижней
части формы и металл подводят сверху,
то для этого случая данные, приведен-
ные на рис. 6, в первом приближении
будут справедливы. Если же металл
подводят сифоном, то разогрев
пластины и контактные процессы будут
заметно отличаться в сторону их интен-
сификации и данные, приведенные на
рис. 6, необходимо уточнять.
Диффузия углерода из чугуна в
сталь зависит от активности элемен-
тов, входящих в состав чугуна и стали.
678
ПОЛУЧЕНИЕ И ПРИМЕНЕНИЕ КОМПОЗИЦИОННЫХ ОТЛИВОК
При наличии в стали сильных карби-
дообразующих элементов (Сг, V, W)
диффузия углерода из чугуна облег-
чается. При наличии карбидообразу-
ющих элементов в чугуне может на-
блюдаться даже обратная диффузия
углерода. При изучении контактных
процессов, протекающих при контакте
жидкой углеродистой стали с твердой
хромистой сталью 1x3, установлено,
что процессы происходят в такой
последовательности: оксид хрома на
Поверхности твердой хромистой стали
восстанавливается углеродом жидкой
углеродистой стали, затем происходят
диссоциации карбидов железа и диф-
фузия углерода в сторону хромистой
стали. При этом образуются прослой-
ки: ферритная в углеродистой стали
и более стабильные дисперсные кар-
биды хрома в хромистой стали.
Глубина и степень науглероживания
стержня из армко-железа легирован-
ным сплавом, содержащим карбидо-
образующие элементы, уменьшается
по сравнению с науглероживанием
этого стержня нелегированным спла-
вом.
В расплаве углерод находится в виде
ионов. В твердом металле решетки
графита и цементита встроены в ре-
шетку а- и у-железа, что происходит
при кристаллизации, так как параме-
тры решетки а- и у-железа, а также
графита и цементита таковы, что
проникновение графита и цементита
с помощью диффузии в решетки а-
и у-железа невозможно. Следовательно,
ионы углерода могут наиболее активно
проникать в решетку железа. Чугун —
система гетерогенная, и кристаллиза-
ция углерода (графита, цементита)
происходит независимо от кристалли-
зации аустенита. При этом чем ближе
температура расплава к ликвидусу,
тем больше углерода находится в упо-
рядоченном состоянии (графит, цемен-
тит) и тем меньше вероятность его
проникновения в твердый металл.
На глубину зоны оказывает влияние
продолжительность контакта, когда
металл находится не только в жидком,
но и жидкотвердом состоянии. Из
диаграммы состояния Fe—С следует,
что при содержании 2,14% С самый
большой интервал затвердевания, а
следовательно, и самое большое время
контакта с жидкотвердой фазой. По-
этому глубина диффузионной зоны
должна быть больше по сравнению
с диффузионной зоной состава с мень-
шим содержанием углерода. С увели-
чением содержания углерода свыше
2,14%, при сужении интервала диффу-
зионная зона увеличивается. Это свя-
зано с тем, что появляется высокоугле-
родистая фаза — эвтектика, затверде-
вающая последней и способствующая
науглероживанию твердого металла.
Наибольшей науглероживающей спо-
собностью обладают эвтектические со-
ставы, хотя при этом интервал затвер-
девания равен нулю. При дальнейшем
увеличении содержания углерода
уменьшается количество эвтектики и
уменьшается науглероживающая спо-
собность. Кроме того, при заэвтекти-
ческих составах выпадает цементит,
диффузионная способность которого
мала. Поэтому для заэвтектических
составов ширина контактной зоны
уменьшается.
На диффузионные процессы в кон-
тактной зоне твердый элемент — рас-
плав оказывают влияние граничные
барьеры. Такими барьерами могут
быть со стороны расплава ламинарный
подслой, корка затвердевшего металла,
оксиды на поверхности, газовые вклю-
чения водородного происхождения. Со
стороны твердого элемента — слой ок-
сидов, газовые пороки водородного
происхождения, воздушная прослойка
между твердыми элементами и затвер-
девающим металлом.
При заливке в графитовую форму
расплавленной стали с содержанием
С = 0,2% (диаметр образца 80 мм)
происходит интенсивное науглерожи-
вание, так что за время затвердевания
сталь успевает науглеродиться до
3,5% С. Процесс науглероживания
происходит значительно (на три по-
рядка) быстрее, чем при цементации
твердой стали. Если необходимо со-
здать пару сталь—сталь, то при пред-
варительной цементации твердого
стального образца можно интенсифи-
цировать диффузионные процессы. При
применении промежуточных слоев мож-
но интенсифицировать или заторма-
живать диффузионные процессы, на-
пример, нанесением хрома на твердую
поверхность, тогда науглероживание
Список литературы
679
Рис. 7. Примеры технологических кон-
тактов стальной части 1 отливки с
элементами 2 из чугуна
происходит значительно интенсивнее.
Наоборот, если твердый элемент по-
крыть никелем, то диффузия задер-
живается.
Таким образом, для управления
переходной зоной между двумя железо-
углеродистыми сплавами при изгото-
влении композиционных отливок мож-
но провести следующий комплекс ме-
роприятий:
активизировать расплав в резуль-
тате его перегрева и увеличения ак-
тивных форм углерода, применения
эвтектических чугунов, позволяющих
создать длительный контакт жидкой
фазы с твердой поверхностью стали;
устранить барьеры как со стороны
твердой поверхности (окисные пленки,
загрязнения), так и со стороны рас-
плава (водородные включения, лами-
нарный слой, твердая корка);
создать промежуточные слои увели-
чивающих активность диффузионных
процессов;
создать дефекты кристаллической ре-
шетки на поверхности твердого эле-
мента.
Примеры применения некоторых тех-
нологических контактов при изготов-
лении композиционных отливок
сталь — чугун представлены на
рис. 7.
Список литературы
1. Армированная отливка буровой
шарошки/Ф. Д. Оболенцев, А. М. Ко-
валь, Е. М. Литвинова и др.//Литейное
производство. 1988. № 7. С. 29.
2. Еременко В. Н. Поверхностные
явления и их роль в процессе жидко-
фазного спекания и пропитка пористых
тел жидкими металлами//Современные
проблемы порошковой металлургии.
Киев: ИПЛ АН УССР, 1972. С. 43—45.
3. Зотов М. В. Отливка чугунных
диафрагм с литыми пустотелыми ло-
патками//Литейное прозводство. 1974.
№ 5. С. 1—3.
4. Композиционные материалы:
Справочник/Под общ. ред. Д. М. Кар-
пиноса. Киев: Наукова думка, 1985.
592 с.
5. Костенко Г. Д., Снежко А. А.,
Ульшин В. И. Влияние температурных
параметров на процесс растворения
стали в жидком чугуне//Литье биме-
таллических изделий. Киев: ИПЛ АН
УССР, 1976. С. 32—39.
6. Оболенцев Ф. Д. Отливка пли-
товых холодильников для доменных
печей в полупостоянные формы//Сталь.
1947. № 9. С. 831—833.
7. Пихельсон В. Ф., Найчук В. И.,
Рыльников Б. С. Армированные сталь-
ные отливки корпусов задвижек//Ли-
тейное производство. 1974. № 5.
С. 25—26.
8. Снежко А. А., Костенко Г. Д.,
Ульшин В. И. Формирование пере-
ходного слоя в биметаллических от-
ливках сталь—чугун/7Литье биме-
таллических изделий. Киев: ИПЛ АН
УССР, 1976. С. 26—32.
9. Смеляков М. Н. Армирован-
ные отливки. М.: Машгиз, 1958.
168 с.
680
АРМИРОВАНИЕ ПОВЕРХНОСТИ ТОНКОСТЕННЫМИ ОБОЛОЧКАМИ
Глава III
АРМИРОВАНИЕ ПОВЕРХНОСТИ ОТЛИВОК
ТОНКОСТЕННЫМИ ОБОЛОЧКАМИ
Для армирования поверхности отли-
вок можно использовать пористые
оболочки из спеченных металлических
порошков (ПОСМП) и оболочки, полу-
чаемые пластической деформацией,
гальванопластическим формованием и
плазменным напылением.
1. Пористые оболочки
из спеченных металлических
порошков и их применение
для армирования
поверхности отливок
Получение композиционных отливок
с применением пористых оболочек из
спеченных металлических порошков
(ПОСМП) на базе железных порошков
(рис. 1) состоит из трех операций:
получения ПОСМП; установки ПОСМП
в литейную форму; пропитки ПОСМП
матричным металлом при заливке спла-
вами на базе железа, меди и алюми-
ния. Расплав пропитывает поры
ПОСМП, которая превращается в еди-
ное целое с отливкой, создавая на ее
поверхности композиционный слой. По
этой технологии могут быть получены
различные отливки с композиционным
поверхностным слоем (один из приме-
ров приведен на рис. 2).
Пористую оболочку можно пропи-
тать металлом в изотермических
условиях, т. е. получить оболочку
из псевдосплава, а затем устано-
вить ее в литейную форму и соединить
с матричным металлом благодаря ме-
ханическим и диффузионным связям.
По условиям формирования связей
с матричным металлом такие оболочки
ближе к оболочкам, получаемым пла-
стической деформацией и гальвано-
пластикой. Пористые оболочки изго-
товляют из пластифицированных ме-
таллических порошков прессованием.
Процесс изготовления оболочки со-
стоит из двух операций: приготовле-
ния заготовки (сырца) оболочки и ее
термической обработки, при которой
происходит удаление органических ма-
териалов и твердофазное спекание
порошков.
Технология пластифицирования ме-
таллических порошков, изготовление
Рис. 1. Схема получения чугунной от-
ливки с композиционным поверхно-
стным слоем после пропитки ПОСМП
чугуном:
а — ПОСМП; б — ПОСМП после про-
питки ее в процессе заливки чугуном;
1 — чугунный элемент отлиьки; 2 — за-
сыпка из А12Оэ; 3 — слой ПОСМП,
пропитанный чугуном
Рис. 2. ПОСМП для отливки кулач-
кового вала: пропитанная чугуном (а);
из смеси железного порошка с сор-
майтом на модели кулачкового вала (б)
Пористые оболочки из спеченных металлических порошков
681
оболочек и их обжиг в основном не
отличаются от технологии получения
керамических форм из оксидов или
солей ГПСМО- или синоксаль-про-
цессохм [4, 5].
Физико-химические явления, про-
исходящие при изготовлении ПОСМП,
имеют свои особенности.
Седиментационная устойчивость го-
рячих суспензий в соответствии с за-
коном Стокса зависит от разности
плотностей наполнителя и пластифи-
катора. Поэтому суспензии на базе
металлических порошков менее устой-
чивы, чем, например, на базе оксидов
или солей. Следовательно, для повы-
шения устойчивости нужно использо-
вать более мелкие порошки с размером
частиц 20 мкм и менее, а также уве-
личивать вязкость расплавленного па-
рафина введением до 5% полиэтилена.
Из горячих суспензий на базе ме-
таллических порошков можно изгото-
влять оболочки с четкими контурами,
гладкой поверхностью и тонким рель-
ефом.
Для пустотелых оболочек исполь-
зуют соляные стержни, которые уста-
навливают в пресс-форму. Пластифи-
цированные порошки (горячую су-
спензию) запрессовывают под давле-
нием (1,5~>2)105 Па в зазор между
соляным стержнем и пресс-формой.
Оболочку можно также получать
намораживанием горячей суспензии
на соляной стержень. Этот метод допу-
стим при единичном изготовлении обо-
лочек и при отсутствии строгих требо-
ваний к наружной поверхности детали
по точности размеров и формы.
Поверхность ПОСМП как при прес-
совании суспензии, так и при ее
намораживании получают примерно
с одинаковыми параметрами шерохо-
ватости (рис. 3). На рисунке показаны:
неровности поверхности на соляном
стержне (линия II) и неровности по-
верхности, затвердевшей и охлажден-
ной до температуры 10 °C суспензии,
полученной намораживанием (кривая
/) и прессованием (кривая 2). Из
анализа кривых 1 и 2 следует, что при
прессовании паста лучше воспроизво-
дит поверхность. Однако после тепло-
вой обработки в обоих случаях неров-
ности поверхности ПОСМП опреде-
ляются линией /.
Температура суспензии, °C
Рис. 3. Шероховатость поверхности
ПОСМП при прессовании и наморажи-
вании суспензии
Удаление соляного стержня, нахо-
дящегося в оболочке, осуществляют
растворением его в воде, т. е. так же,
как и при приготовлении керамики из
окислов по ГПСМО-процессу [5].
Готовые оболочки подвергают тепло-
вой обработке для удаления органиче-
ской составляющей и спекания частиц
металлического порошка. При этом
ПОСМП в отличие от оксидной кера-
мики может окисляться, а из органи-
ческой составляющей металл может
поглощать углерод, что оказывает
влияние на условия пропитки ПОСМП
матричным металлом.
Для предохранения от окисления
при температуре более 600 °C процесс
тепловой обработки оболочек необхо-
димо проводить в вакууме или коробах
под легкоплавким силикатным распла-
вом (затвором), препятствующим оки-
слению металла. Поглощение железом
углерода может происходить в том
случае, когда железо переходит в у-
модификацию, т. е. при температуре
около 900 °C. Пластификатор [пара-
фин и добавки (полиэтилен, стеарин)]
при нагреве разлагаются.
В зависимости от состава пластифи-
катора и наличия окислительной сре-
ды может быть выделение углерода из
газовой фазы, сохраняющейся до тем-
ператур выше 900 °C. При нагреве на
воздухе пластификаторов (чистый па-
рафин, парафин с 5% полиэтилена
или парафин с 2% стеарина) при тем-
пературах 150, 250 и 350 °C (на рис. 4,
а—в кривые соответственно 1—3) уста-
682
АРМИРОВАНИЕ ПОВЕРХНОСТИ ТОНКОСТЕННЫМИ ОБОЛОЧКАМИ
Рис. 4. Условия удаления пластифи-
катора при тепловой обработке
ПОСМП
новлено, что пластификатор при 350 °C
удаляется практически полностью.
Пластификатор из смеси его с металли-
ческими порошками, когда оболочка
находится в засыпке адсорбента, обыч-
но удаляется при температуре 400—
450 °C. Температура удаления пла-
стификатора в значительной степени
зависит от составов металлического
порошка и пластификатора, а также
от технологических факторов (режима
нагрева, размеров короба, толщины
засыпки, расположения изделий в за-
сыпке).
Рис. 5. Зоны удаления пластификатора
из ПОСМП при тепловой обработке:
а — граница между обжигаемым изделием
и засыпкой адсорбента; L — длина пути
удаляемого связующего при обжиге
ПОСМП
Малая теплопроводность оболочки
из смеси металлических порошков
с пластификатором может создавать
большие градиенты температур по
сечению оболочки. При этом если
с поверхности оболочки полностью
удален пластификатор и начнется спе-
кание металлопорошка, а внутри со-
храняются остатки пластификатора,
то при удалении пластификатора испа-
рением нарушается связь между ча-
стицами металла в порошке и оболочки
будут с малой поверхностной проч-
ностью. Поэтому необходимо удалять
максимальное количество пластифика-
тора из оболочки в засыпку в жидком
состоянии.
Для передвижения пластификатора
в жидком состоянии из оболочки в за-
сыпку необходимо, чтобы минималь-
ная температура по оси А—А стенки
оболочки (рис. 5) соответствовала тем-
пературе плавления пластификатора
с перегревом на 10—15% (т. е. 60—
65 °C) и зона / (твердое состояние)
отсутствовала. На границе оболочка —
засыпка температура не должна пре-
вышать температуру начала испарения
пластификатора, т. е. 120—130 °C. По-
этому зона // (жидкое состояние)
должна быть в оболочке (крупные
частицы) и частично захватывать за-
сыпку (мелкие частицы), а зона ///
(парообразное состояние) должна быть
полностью перемещена в засыпку.
Перемещение жидкого пластифика-
тора из оболочки (изделия, индекс «и»)
в засыпку (индекс «з») происходит под
влиянием капиллярного давления
2ои л
ра = —- COS еи.
•и
При этом капиллярное давление
в засыпке
2о3 л
Рз = cos 03
• з
должно быть больше, чем в оболочке,
т. е. ри < р3. Так как поверхностное
натяжение жидкости с повышением
температуры уменьшается, а темпе-
ратура в засыпке выше, чем в оболочке,
то поверхностное натяжение распла-
вленного пластификатора в оболочке
будет больше, чем в засыпке, т. е.
° и > аз, и передвижение жидкого
пластификатора в засыпку будет за-
1
Пористые оболочки из спеченных металлических порошков
883
трудиено. Поэтому необходимо умень-
шать г, применяя засыпку более дис-
персную, чем частицы металлического
порошка (/“зСги), а также необхо-
димо, чтобы краевой угол смачивания
парафином капилляров засыпки был
меньше, чем краевой угол смачивания
капилляров металлического порошка.
Нарушение условий удаления пла-
стификатора из оболочки в жидком
состоянии и перемещение зоны ///
в оболочку приводят к ухудшению
качества ПОСМП.
После удаления пластификатора, ко-
личество которого по объему составляет
приблизительно 60%, в местах контак-
тов твердых частиц происходит твердо-
фазное спекание. Этот процесс проте-
кает тем интенсивнее, чем меньше
расстояние между частицами (спека-
ние при одновременном прессовании
под давлением облегчается). При по-
лучении оболочек ГПСМО-процессом
спекание начинается в «разрыхленной>
системе после удаления органического
пластификатора, что замедляет диф-
фузионный процесс зарастания меж-
зернового расстояния. Поэтому при
пластифицировании металлических по-
рошков необходимо использовать мел-
кодисперсные порошки, а пластифика-
тор удалять так, чтобы на поверхности
металлических частиц не оставалось
сажистого углерода.
Изменение пористости П (верхние
кривые на рис. 6) и относительной
объемной усадки ДУ/V (нижние кри-
вые на рис. 6) для порошков фракций
30, 70 и 120 мкм и их смесей (соот-
ветственно кривые 1—4) в зависимости
от температуры спекания Тсп проис-
ходит в широких пределах. При этом
уменьшение пористости и рост усадки
при одновременном увеличении проч-
ности особенно интенсивны, если тем-
пература спекания превышает 1000 °C.
При изготовлении ПОСМП необхо-
димо обеспечить максимально возмож-
ную пористость и технологически необ-
ходимую прочность. Поэтому спека-
ние проводится при температуре 1050—
1100 X.
ПОСМП из железного порошка имеет
следующие характеристики: линейную
усадку 2—3%, пористость до 60%,
прочность при изгибе (10ч-15) 10® Па.
Оболочки, изготовляемые по описан-
Рис. 6. Влияние температуры тепло-
вой обработки на пористость ПОСМП
ной технологии, даже при малых
толщинах и острых ребрах, обладают
достаточной прочностью, и их уста-
новка в литейную форму не вызывает
технологических осложнений.
При пропитке ПОСМП матричным
металлом необходимо соблюдать сле-
дующие условия: температура пла-
вления ПОСМП и матричного металла
должна существенно отличаться; вза-
имная растворимость компонентов
должна быть минимальной, а взаимо-
действие не должно приводить к сни-
жению эксплуатационных характери-
стик композиционной оболочки; легко-
плавкая составляющая должна сма-
чивать поры тугоплавкого каркаса;
в процессе пропитки не должно обра-
зовываться новых фаз, которые вслед-
ствие увеличения объема или повыше-
ния вязкости могли бы препятствовать
перемещению расплава в порах; во
избежание растворения каркаса состав
пропитываемого сплава должен быть
равновесным по отношению к материа-
лу матрицы при температуре пропитки;
атмосфера, в которой происходит про-
питка, должна быть совместимой с ма-
тричным металлом и каркасом и обес-
печивать максимальную степень про-
питки.
Управление пропиткой может осу-
ществляться температурой (расплава
или матрицы), условиями смачивания,
давлением, подбором состава пары
(каркас—матрица), атмосферой литей-
ной формы.
684
АРМИРОВАНИЕ ПОВЕРХНОСТИ ТОНКОСТЕННЫМИ ОБОЛОЧКАМИ
Управление условиями смачивания
капилляров существенно, так как обо-
лочки могут поглощать влагу как при
контакте с формой, так и из воздуха.
При этом поры покрываются оксидами,
что затрудняет пропитку матричным
металлом. Поэтому поры оболочки
следует гидрофобизировать, а обо-
лочки не оставлять длительное время
в форме. Хорошие результаты дает
следующая технология: ПОСМП после
обжига и охлаждения в сухом воздухе
подвергают кратковременному прова-
риванию в 35%-ном водном растворе
буры Na2B4O7-ЮН2О с последующей
сушкой ПОСМП для удаления влаги.
При этом поверхности капилляров
ПОСМП покрываются кристалликами
буры, которые предохраняют материал
оболочки от окисления до пропиткив
Во время пропитки безводная соль
Na2B4O7, расплавляясь, открывает без-
окисную поверхность капилляров кар-
каса и заметно улучшает пропитку
Заполнение капилляров пористой
оболочки в условиях нестационарного
режима зависит от температуры обо-
лочки.
При проникновении легкоплавкого
расплава в пористую оболочку тем-
пература оболочки может быть равна
или выше температуры плавления ма-
тричного металла (режим нестынущей
жидкости). В этом случае скорость
проникновения расплава увеличивает-
ся с увеличением размера пор, что
соответствует уравнению Навье—Сто-
кса в преобразованном виде:
dx 8т|
где /иг — соответственно длина и
радиус капилляра; ф — угол наклона
капилляра; т], у и о — соответственно
вязкость, плотность и поверхностное
натяжение расплава; X — время дви-
жения расплава.
Когда капиллярный потенциал
2 ocos 0
— исчерпывается и капилляр-
ное давление будет равно гравитацион-
ному, т. е. если
2о cos 0
= gsin<p,
Рис. 7. Влияние температуры заливки
(Т3) чугуна на прочность связи ком-
позиционного слоя с отливкой
то
Если капилляр мал, то скорость про-
никновения в него расплава тоже
мала, но капиллярный потенциал будет
больше в соответствии с уравнением
Журена
2с cos 0
~ rVmg
и проникновение расплава произойдет
на большую глубину. В том же слу-
чае, когда температура пористого тела
меньше температуры расплава, ско-
рость также будет тем больше, чем
больше капилляр. Капиллярный по-
тенциал с малыми капиллярами не
реализуется из-за быстрого охлажде-
ния расплава в капилляре, и проник-
новение происходит на малую глубину.
При этом чем больше разница темпе-
ратур пористого тела и расплава и их
теплопроводность, тем на меньшую
глубину происходит проникновение
расплава. Металл в холодную метал-
локерамическую оболочку под дей-
ствием только гидростатического давле-
ния практически не проникает, и
связь с отливкой не будет осуществле-
на.
На заполнение чугуном пор в обо-
лочках, установленных в литейную
форму, влияет (рис. 7): температура
заливки (1300—1450 °C), толщина стен-
ки отливки (R) и толщина пористой
оболочки (г). Кривые 1—4 приведены
Пористые оболочки из спеченных металлических порошков
685
для /?/г, соответственно равного 10;
5; 3 и 2.
Оценку полноты проникновения ме-
талла в поры формы можно произво-
дить по шлифам контактных зон
[6, 8], а также по прочности связи
с оболочкой (при срезании). Анализ
рис. 7 показывает, что чем больше
₽/г, т. е. чем больше разогрев обо-
лочки, тем лучше она пропитывается
чугуном и, как следствие, возрастает
сопротивление срезу пропитанной обо-
лочки, которое при R/r = 5 даже
выше, чем у чугуна (см. на рис. 7
кривую 2).
При пропитке чугуном ПОСМП,
изготовленных, например, из порош-
ков железа (типа ПЖ6М), нихрома
(типа ПХ20Н80) или других порош-
ков, процессы протекают интенсивно.
При этом происходит взаимодействие
с образованием новых структур. Ин-
тенсивность процесса обусловлена боль-
шой контактной поверхностью ма-
тричного расплава и пористой ме-
таллокерамической оболочки, а также
строением самого порошка, который
обладает значительно большим коли-
чеством дефектов кристаллической ре-
шетки по сравнению с плотным метал-
лом, что заметно ускоряет диффузи-
онные процессы. При пропиткеПОСМП
из ПЖ6М чугуном с содержанием
3,5% С и 1,5% Si получают структуру
стали в соответствии с распределением
углерода от заэвтектоидного состава до
доэвтектоидного. При пропитке чу-
гуном ПОСМП из ПХ20Н80 можно
получить высоколегированную сталь
карбидного класса с высокой твер-
достью и широкоуправляемыми свой-
ствами [6].
При изготовлении ПОСМП из смесей
железного порошка с сормайтом можно
получать твердость поверхности отли-
вок 320—520 НВ (рис. 8; измерения
выполнены на деталях, приведенных на
рис. 2) [8].
Поверхностное армирование отливок
из алюминиевых сплавов с примене-
нием ПОСМП из железных порошков
или смесей железных порошков с по-
рошками сормайта широко исполь-
зуют на практике. Например, арми-
руют алюминиевые поршни в области
канавок для поршневых колец, где
необходима повышенная твердость» Са-
Рис. 8. Твердость композиционной
отливки, армированной ПОСМП:
I — композиционный слой отливки; II —
переходная зона; III — чугун
Состав ПОСМП, % (мае. доля): 1 —
ПЖ4МЗ 40, ПГУС25М 60; 2 — ПЖ4МЗ 50,
ПГУС25М 50; 3 — ПЖ4МЗ 60,
ПГУС25М 40; 4 — ПЖ4МЗ 100; L — дли-
на, на которой измеряется твердость
мопроизвольная пропитка алюминие-
выми сплавами на поверхности алюми-
ния осложнена образованием оксид-
ных плен и интерметаллида FeAl3
с температурой плавления 1160 °C,
затрудняющих движение расплава по
капиллярам. В работе [9] предлагается
осуществлять пропитку при разогре-
том до 900 °C железном каркасе,
помещенном в расплавленный алю-
миний, находящийся в автоклаве. Ав-
токлав до погружения каркаса вакуу-
мируется, после чего создается давле-
ние аргона 10 МПа. В этом случае
пористость каркаса уменьшается от
40—45 до 18%. Микротвердость ин-
терметаллидов FeAl3 7300 МПа, полу-
ченного псевдосплава — 3000 МПа.
Такая технология не приемлема для
получения композиционных отливок.
Поэтому пропитку осуществляют при
жидкой штамповке, используемой при
изготовлении алюминиевых поршней.
ПОСМП из смеси порошков железа
и сормайта устанавливают в пресс-
форму, которая заливается перегретым
под шлаком до 900 °C алюминиевым
сплавом. Через 3—4 с на плунжер
оказывается давление 25—30 МПа.
При этом в структуре включения FeAlg
содержатся в небольшом количестве
и имеют микротвердость 5970—
6680 МПа, что близко к данным,
приведенным в работе [9]. Средняя
686 АРМИРОВАНИЕ ПОВЕРХНОСТИ ТОНКОСТЕННЫМИ ОБОЛОЧКАМИ
^в*»|«-ччм«»а!ггч*^*.лоп-ки.hl U4iiin irjw«iuvaiiiwMMiiBW>MH»w»i»i)a*,<^r**TiMHWW—wawr——E
твердость пропитанной оболочки со-
ставляет 140 НВ, что связано с боль-
шими скоростями пропитки и замед-
лением реакции образования FeAls.
Составом ПОСМП и режимом пропитки
средняя твердость может быть уве-
личена.
Полученная твердость поверхности
композиционной отливки в 1,8 раза
выше твердости матричного сплава.
Результаты исследования антифрик-
ционных свойств и износостойкости
отливок с такой композиционной по-
верхностью показали: коэффициент тре-
ния fx'Q - 0,07 при р = 2 МПа, что
сравнимо с коэффициентом трения
оловянистой бронзы БрО12 (/бр
— 0,04); скорость изнашивания ком-
позиционного сплава на порядок
меньше по сравнению с бронзой.
2. Поверхностное
армирование отливок
оболочками, получаемыми
пластической деформацией
и гальванопластикой
Оболочки для поверхностного арми-
рования изготовляют из листового
материала пластической деформацией.
Например, оболочка, полученная штам-
повкой из листовой стали 08кп, может
быть совмещена с чугунной отливкой.
Оболочку из стали 08кп используют
Рис. 9. Чугунная отливка с пазом,
выполненная по металлооболочковому
стержню
для создания на поверхности чугун-
ной отливки обезуглероженного слоя,
что позволит применять более техно-
логичные методы эмалирования [3].
Паз в чугунной отливке (рис. 9)
может быть выполнен по металло-
оболочковому стержню. Такие стержни
получают при применении гнутых про-
филей и с помощью сварки. Техноло-
гия получения оболочек не является
сложной. Оболочки можно применять,
если отсутствуют коробление во время
заливки и пригар на внутренней по-
верхности оболочки, формируются кон-
тактные зоны.
Предохранять от коробления можно
увеличением жесткости арматуры (с
помощью ребер и фланцев), введением
в полость оболочки формовочной смеси
с жесткими чугунными каркасами,
уменьшением отношения длины к ши-
рине (высоте) оболочки, ускоренным
образованием корки металла, что мо-
жет быть достигнуто при отношении
толщины стенки арматуры к толщине
стенки отливки от 1 : 5 до 1 : 10.
При заполнении полости оболочки
формовочной смесью возможно обра-
зование пригара наполнителя. Поэто-
му необходимо предусмотреть средства
предохранения этой поверхности от
окисления, так как при окислении
поверхности оболочки происходит дву-
сторонняя диффузия атомов железа
и кислорода. Первоначальная граница
твердой поверхности, контактирующей
с песчинками, смещается так, что пес-
чинки погружаются в окалину 14].
Для формирования контактных зон
между металлической оболочкой и
отливкой нужны определенные усло-
вия (см. гл. II, раздел пятый).
Строение контактных зон зависит
от составов металлооболочки и жид-
кого расплава, температурных условий
на границе раздела оболочка — рас-
плав и наличия барьеров, тормозящих
или ускоряющих диффузионные про-
цессы.
На рис. 10 приведен пример пере-
ходной зоны на границе сталь 08кп —
чугун. При исходной толщине сталь-
ной оболочки 1 и толщине стенки
чугунной отливки 2 соответственно
1 и 20 мм толщина оболочки умень-
шается на 0,15—0,2 мм, т. е. проис-
ходит ее оплавление. Общий вид гр а-
Оболочки, получаемые пластической деформацией и гальванопластикой
687
Рис. 10. Структура переходной зоны на границе сталь 08кп—чугун
ни цы раздела при увеличении в 80 раз
показан на рис. 10, а; переходный
слой толщиной 300 мкм при увеличе-
нии в 450 раз —- на рис. 10, б. По
структуре переходный слой состоит
из зон /—/// (см. рис. 10, а),
отличающихся по толщине и составу.
Зона / толщиной 30 мкм, примыка-
ющая к чугуну и обогащенная крем-
нием и углеродом, имеет структуру
мелкоигольчатого мартенсита, зона //
толщиной — 30—40 мкм — структуру
заэвтектоидной стали (П + Цц); зо-
на /// толщиной 220 мкм — перлит-
ную. Далее перлитная зона /// пере-
ходит в перлитно-ферритную и фер-
ритную зону / с некоторым количе-
ством перлита — характерная струк-
тура малоуглеродистой стали.
Появление переходного слоя обу-
словлено диффузией углерода и крем-
ния из чугуна (с содержанием 3,17% С
и 2,27% Si) как в жидком, так и в твер-
дом состоянии.
Поскольку коэффициент диффузии
Si -► Fey на три порядка меньше, чем
С -► Fey, а кремний снижает актив-
ность углерода в аустените и заторма-
живает его диффузию [2, 3], то зона /,
обогащенная кремнием, примерно в
10 раз меньше толщины зоны, обога-
щенной углеродом, и содержание по-
следнего в ней не превышает содержа-
ния в сплаве эвтектоидного состава.
За пределами влияния кремния появ-
ляется Цц (содержание С > 0,8%).
Мартенситная структура в зоне /
образуется при воздушном охлаждении
оболочки. В зависимости от состава
чугуна, его температуры и времени
контакта ширина зоны и ее строение
(по сравнению с приведенными на
рис. 10) могут изменяться.
Знание кинетики проникновения уг-
лерода в стальную оболочку от мо-
мента заливки до полного затвердева-
ния позволяет выбрать толщину и
условия ее охлаждения такими, чтобы
были обеспечены переходный слой,
а также строение и свойства оболочки
в целом. Исследования [1,3] оболочек
из стали 08кп с толщиной стенки 0,1—
1,0 мм для армирования чугунных
отливок с толщиной стенок 6, 8 и
12 мм с целью получения поверх-
ности с малым содержанием углерода,
выявили большое влияние на обра-
зование обезуглероженного слоя тем-
пературных условий. Например, при
разогреве оболочки и высокой темпе-
ратуре заливки могут быть созданы
условия, при которых в оболочке
толщиной 1 мм обезуглероженная по-
верхность отсутствует, т. е. диффузия
углерода прошла на всю глубину. При
использовании более тонких оболочек
заливка может быть проведена без
подогрева оболочки и даже с ее охла-
ждением нейтральными газами для
торможения диффузионных процессов.
688
АРМИРОВАНИЕ ПОВЕРХНОСТИ ТОНКОСТЕННЫМИ ОБОЛОЧКАМИ
Расчет коэффициентов диффузии из
жидкого чугуна в сталь показывает,
что их значения на порядок выше по
сравнению со значениями, рассчиты-
ваемыми по параметрам диффузии,
используемыми обычно при определе-
нии глубины цементации. Это объяс-
няется главным образом различием
между ионным (2-10“б мкм) и атомным
(7,7-10“*5 мкм) радиусами углерода,
содержащимся в расплаве и газовой
фазе при цементации, а также наличием
в первом случае заряда С+4.
Значительным препятствием для диф-
фузии углерода из расплава в твердый
металл являются оксидные плены. По-
этому особенно тщательно необходимо
подготовлять поверхность стальной
оболочки. Достаточно надежно заре-
комендовала себя следующая техно-
логия: травление в 20%-ном растворе
соляной кислоты до полного удаления
оксидов; промывка в проточной холод-
ной воде; обработка в 10%-ном рас-
творе Na2CO3; обработка в течение
10 мин в насыщенном кипящем рас-
творе буры; сушка при температуре
180 °C в течение 1 ч. На поверхности
создается тонкий слой из кристаллов
буры, которые предохраняют от оки-
сления. Перед заливкой поверхность
целесообразно припудрить криолитом
(AlF3*3NaF). Устанавливать оболочку
в форму следует перед заливкой.
Если заливка стальных оболочек
с исходным низким содержанием во-
дорода производится чугуном с более
высокой концентрацией водорода, то
диффузия углерода замедляется. Так,
например, при заливке стальных обо-
лочек с содержанием водорода (1,5-г-
1,6) 10~б м3/кг чугуном, предвари-
тельно обработанным водяными па-
рами до концентрации "водорода
9,8-10“б м3/кг, на контактной границе
появляются раковины. Эти раковины
нарушают контакт, и диффузия пре-
кращается или происходит только
в тех местах, где контакт не нарушен.
Для устранения этого влияния металл
необходимо дегазировать в процессе
плавки и не допускать поглощения
металлом водорода при контакте его
с литейной формой.
При изготовлении композиционных
отливок с оболочками, получаемыми
гальванопластическим формованием,
должны быть решены две задачи:
получение оболочки и применение этой
оболочки при изготовлении отливки.
Оболочки методом гальванопластики
могут быть изготовлены двумя мето-
дами: по постоянным металлическим
моделям [7, 10] и разовым моделям
из органических расплавов или неор-
ганических солей. Материал постоян-
ных моделей — коррозионно-стойкая
сталь с шероховатостью поверхности
Ra — 0,164-0,08 мкм по ГОСТ 2789—73.
По такой модели производят гальвано-
пластическое формование оболочки
толщиной 0,5—1 мм. После этого
оболочку вместе с моделью устанавли-
вают в форму и заливают матричным
металлом.
Заливку оболочки до удаления мо-
дели производят в целях исключения
деформации оболочки при контакте
ее с расплавом. Оболочки гальвано-
пластическим формованием возможно
получать из различных металлов —
меди, никеля, хрома и др.
При изготовлении оболочки из меди
матричным металлом может служить
алюминиевый сплав. После охлажде-
ния отливки стержень из коррозионно-
стойкой стали удаляется на прессе.
При этом необходимо, чтобы давление
выпрессовывания модели не превы-
шало предельной прочности на срез
матричного металла или переходной
зоны. Таким методом можно изгото-
влять гальванопластические оболочки
по неразъемным моделям. После вы-
прессовывания модели поверхность от-
ливки, облицованной гальванопласти-
ческой оболочкой, может быть полу-
чена с шероховатостью поверхности
Ra = 0,16 мкм (ГОСТ 2789—73).
Модель из коррозионно-стойкой стали
для гальванопластического формова-
ния оболочек из меди приведена на
рис. И, композиционная отливка (мед-
ная оболочка, полученная по такому
стержню, и матричный металл — алю-
миний) — на рис. 12.
При применении разовых органиче-
ских моделей необходимо обеспечить
повышенную точность их размеров и
иметь токопроводящий слой. Повы-
шенную размерную точность можно
получить введением в органическую
модель порошкообразных наполните-
лей»
Оболочки, получаемые пластической деформацией и гальванопластикой
689
Токопроводящий слой на поверх-
ности модели получают методом сен-
сибилизации (созданием слоя радика-
лов SnOH+) в растворе двухлористого
олова и активирования в растворе
двухлористого палладия с последу-
ющим химическим меднением.
Гальванопластическое формование по
таким моделям можно производить
в сернокислых электролитах с добав-
ками, обеспечивающими высокую рас-
сеивающую способность электролита.
Этим методом можно получить обо-
лочки с высокой размерной точностью.
Пустотелые гальванопластические
оболочки, получаемые по разовым
моделям, при заливке матричным ме-
таллом могут коробиться. Для устра-
нения коробления необходимо соблю-
дать соотношение толщин отливки и
гальванопластической оболочки не бо-
лее 10:1. Заливать следует металлом
с минимальным перегревом для бы-
строго получения корочки затвердев-
шего металла, повышающего жесткость
оболочки. При заполнении полости
порошкообразным наполнителем или
легкоплавкими солями жесткость так-
же повышается.
Гальванопластические оболочки, по-
лучаемые по разовым моделям, в на-
стоящее время достаточно широко ис-
пользуют при производстве оснастки,
но толщины таких оболочек состав-
ляют не менее 5—6 мм для обеспече-
ния достаточной механической проч-
ности. Такие оболочки обрабатывают
и запрессовывают в опору, полу-
чаемую также механической обра-
боткой.
Для получения толстостенной обо-
лочки гальванопластическим формова-
нием затрачивают около 450—500 ч.
Кроме того, необходимы затраты на
обработку резанием. При применении
композиционных отливок используют
тонкостенные (1 мм) оболочки, время
для их получения сокращается в 5—
6 раз, а также отпадает механическая
обработка оболочки и опоры для ее
запрессовки.
Успешное применение технологии
получения композиционных отливок
(см. рис. 12) возможно при управле-
нии диффузионными процессами на
границе гальванопластическая обо-
лочка — отливка с тем, чтобы эти
Рис. 11. Модель для получения обо-
лочки гальванопластическим формо-
ванием
связи были бы более прочными, чем
адгезионные связи между моделью
и гальванопластической оболочкой.
Между гальванопластической обо-
лочкой и расплавами формируются
переходные зоны [10]. Диффузия на
границе контакта твердая медь — жид-
кий алюминий затруднена из-за нали-
чия оксидных плен А1аО3. Образование
переходной зоны возможно через поры
в пленке лишь при длительной вы-
держке. Прочность такой переходной
Рис. 12. Композиционная отливка
алюминий — медный оболочковый
стержень, полученная гальваноплас-
тическим формованием
690
АРМИРОВАНИЕ ПОВЕРХНОСТИ ТОНКОСТЕННЫМИ ОБОЛОЧКАМИ
Рис. 13. Распределение элементов на
границе медь—цинковый сплав; I в мкм
зоны невелика. Микроструктурный
анализ показал, что низкие механиче-
ские свойства обусловлены также обра-
зованием в зоне контакта хрупкого
интерметаллического соединения СиА12
и малой областью взаимной раство-
римости .
Предварительное покрытие медной
оболочки слоем цинка толщиной 40—
60 мкм повышает прочность и пластич-
ность соединения. При этом в переход-
ной зоне образуется слой латуни со
стороны медной оболочки. Можно так-
же рекомендовать применение алюми-
ниевого сплава, содержащего около
10% цинка или сплава на основе цинка
(ЦАМ). В этом случае переходная зона
также формируется за счет диффузии
цинка в медь. Распределение элемен-
тов на границе раздела цинковый
сплав — медь изучалось на установке
МАР-1 при разных температурах и
времени выдержки. На рис. 13 пред-
ставлено распределение цинка (/) и
меди (2) в переходной зоне при тем-
пературе 570 °C. По этим данным рас-
считывают коэффициенты диффузии
цинка из жидкого расплава в твердую
медь при разных температурах:
Р570 °C = 46’90’ 10~13 м7с;
Р530 оС = 13,90.10“13 м2/с;
^427 СС 5=8 0,45- 10“и м2/с.
Используя уравнение Аррениуса и
решая систему уравнений
можно определить параметры диффу-
зии, полагая, что £>0 и Q не зависят
от температуры.
Значения коэффициента диффузии
£>0» количества поступающей теплоты
Q для трех указанных интервалов тем-
ператур приведены ниже:
Г, °с’....... 427—530 427—570
Q, кДж/моль 174,00 159,00
D0-104, м2/с . . 2,10 2,00
Т, °C . . . ч . 530—570 Среднее
значение
Q, кДж/моль 175,00 169,33
Do-Ю4, м2/с. . 2,07 2,06
Анализ результатов расчетов пока-
зывает, что разброс небольшой и сред-
нее значение энергии активации для
твердофазной диффузии близко к при-
веденному в разных работах. Значение
предэкспоненциального множителя
значительно выше. Последнее обуслов-
лено, по-видимому, тем, что для галь-
ванопластической меди характерна бо-
лее высокая плотность дефектов кри-
сталлического строения — вакансий,
дислокаций. Это подтверждает резуль-
таты рентгеноструктурного исследова-
ния образцов из гальванопластиче-
ской и компактной меди. Плотность
дефектов в первых на два порядка
больше по сравнению со вторыми.
Вместе с тем повышение плотности
дефектов сопровожается увеличением
энтропии (AS) активации при диффу-
зии, а следовательно, и Do, так как
_ 1 / As \
D» = -g- vd3 exp (,
где v — частота колебаний атома
10“3 с; d — длина скачка (3-?4)10“10 м;
R — газовая постоянная.
Список литературы
Кроме того, подвижность ионов Zn2+
в жидкой фазе значительно выше,
чем в твердой.
Данные о диффузии 2пж -► Ситв
можно использовать при разработке
технологических режимов формирова-
ния композиционных отливок, рассчи-
тать время % или температуру для
получения необходимой глубины I
переходной зоны. Эти величины на-
ходятся в следующей зависимости:
I = 2 УБт.
Определение величины / по экспе-
риментальным значениям коэффици-
ента диффузии дает хорошую сходи-
мость с результатом металлографиче-
ского анализа глубины переходной
зоны на опытных образцах. Из изло-
женного следует, что трудности фор-
мирования переходной зоны медь —
алюминий, из-за наличия оксидной
пленки А12О3, могут быть устранены
применением промежуточного покры-
тия, например цинка, вступающего
во взаимодействие с медью и алюми-
нием, или применением сплавов, со-
держащих цинк, который, диффунди-
руя в медь, способствует формирова-
нию контактной зоны.
Фасонные оболочки могут быть по-
лучены плазменным напылением на
модель. Газофизическое напыление —
процесс получения покрытий жидким
металлом, распыленным газовой стру-
ей. Схемы устройств плазменных горе-
лок для нанесения покрытий из по-
рошков и проволоки приведены на
рис. 14.
Прочность сцепления определяется
механическим сцеплением частиц ме-
талла с неровностями напыляемой по-
верхности, адгезионными силами, не-
которым химическим взаимодействием
и микросваркой с тонким поверхност-
ным слоем. Значение каждого из этих
видов связи зависит от конкретных
условий напыления. Прочность связи
меньше, чем при других методах, так
как диффузионные процессы при на-
пылении на холодную поверхность
практически не протекают. При нагре-
ве напыляемой поверхности сцепление
заметно увеличивается. Напыленный
слой обладает повышенной г азо насы-
щенностью, что следует учитывать, если
Рис. 14. Схемы устройств плазмен-
ных горелок для нанесения покры-
тий:
а — из порошков; б — из проволоки; 1 —
медное сопло; 2 — изолирующее коль-
цо; 3 — ввод плазмообразующего газа;
4 — вольфрамовый электрод (катод);
5 — прижимной контакт; 6 — проволока
из напыляемого материала (анод); 7 —
направляющая трубка
оболочки предназначены для оснастки,
в которую заливается металл. При
плазменном напылении оболочки мож-
но изготовлять из тугоплавких мате-
риалов.
Качество поверхности оболочки,
контактируемой с моделью, не усту-
пает качеству поверхности, получае-
мой гальванопластическим формова-
нием, и оно определяется поверхностью
модели. Прочность оболочки в зна-
чительной степени зависит от режимов
напыления и пока не стабильна.
Быстрота процесса и возможность на-
пыления разнообразных материалов,
в том числе тугоплавких, делают про-
цесс перспективным для получения
оболочек, используемых для компози-
ционного литья.
Список литературы
1. Деньгин Н. А., Мироненко В. В.,
Воронцов В. И. Получение обезугле-
роженного слоя в чугунных отливках
поверхностным армированием сталью
08кп//Литейное производство. 1979.
№ 3. С. 26—27.
2. Криштал М. А., Волков А. И.
Многокомпонентная диффузия в ме-
таллах. М.: Металлургия, 1985. 176 с.
692
ОБЪЕМНОЕ АРМИРОВАНИЕ ФАСОННЫХ ОТЛИВОК ВОЛОКНАМИ
3. Литвинова Е. И. Металл для
эмалирования, М.: Металлургия,
1987. 276 с.
4. Оболенцев Ф. Д. Качество ли-
тых поверхностей. М.: Машгиз, 1961,
182 с.
5. Оболенцев Ф. Д. ГПСМО-про-
цесс и его применение при изготовле-
нии фасонных отливокх/Точность и
качество поверхности отливок. Л.:
Машгиз, 1962. С. 116—131.
6. Оболенцев Ф. Д., Литвино-
ва Е. И., Борщ В. Г. Строение поверх-
ности чугунных отливок, облицован-
ных пористыми металлокерамиче-
скими оболочками//Литейное произ-
водство. 1982. № 6. С. 25—26.
7. Оболенцев Ф. Д., Савченко О. Я.
Геометрическая точность композици-
онных отливок с гальванопластиче-
скими оболочковыми стержнями//Ли-
тейное производство. 1983. № 11.
С. 19—20.
8. Оболенцев Ф. Д., Литвино-
ва Е. И., Попов С. В. Изготовление
пористых металлокерамических обо-
лочек для композиционных отливок//
Литейное производство. 1985. № 1.
С. 20, 21.
9. Тучи некий Л. И. Композици-
онные материалы, получаемые методом
пропитки. М.: Металлургия, 1986.207 с.
10. Формы из алюминиевых спла-
вов с медными гальванопластически-
ми оболочками/Ф. Д. Оболенцев,
Е. И. Литвинова, О. Я. Савченко и
др.//Литейное производство. 1988.
№ 1. С. 23, 24.
Глава IV
ОБЪЕМНОЕ АРМИРОВАНИЕ
ФАСОННЫХ ОТЛИВОК ВОЛОКНАМИ
Объемное армирование волокнами
используют для производства компози-
ционных металлов на базе матриц
металлов с пониженной плотностью.
Армирование этим способом значи-
тельно улучшает свойства материалов
по сравнению со свойствами матери-
алов с армируемой матрицей.
Объемное армирование волокнами
таких материалов, как алюминий, маг-
ний и титан, проводят для получения
материалов с высокой прочностью,
а таких материалов, как медь и ни-
кель, — для улучшения их работо-
способности при повышенных темпера-
турах. Для достижения указанных
целей применяют волокна:
из стали, бора, бореика (бора, по-
крытого SiC), углерода, кремнезема,
карбида кремния, вольфрама, молиб-
дена, бериллия, нитевидных кристал-
лов (усы) — НК, нитевидных кристал-
лов, покрытых SiC, — для алюмини-
евых матриц;
из бора, углерода, карбида кремния,
стали, титана, тантала — для магни-
евых матриц;
из бора, углерода, карбида кремния,
бореика, бериллия, молибдена и А12О$
(корунда) — для титановых матриц;
из вольфрама, железа, углерода,
тантала — для медных матриц;
из вольфрама, молибдена, корунда,
нитрида кремния (Si3N4), карбида крем-
ния и углерода — для никелевых
матриц.
Разработан ряд способов и установок
для получения композиционных ме-
таллов. Например, при жидкофазном
способе совмещения волокон с матри-
цей используют: давление, вакуум
и протяжку пучка волокон через
расплав. Термоосмос, ультразвук и
электрическое поле используют для
пропитки. Создана теория разрушения
композиционного материала. Однако
все эти способы широко не используют
в литье из-за дороговизны и отсутствия
в достаточном количестве арматуры;
нестабильности свойств арматуры; не-
технологичности армирования при
получении фасонных изделий; почти
полного отсутствия исследований при-
менительно к железоуглеродистым
Армирование фасонных отливок для их упрочнения
693
сплавам, которые являются основными
для большинства видов машиностро-
ения.
Объемное армирование фасонных
отливок волокнами (проволокой)
и прутками выполняют для различных
целей.
1. Армирование волокнами
(прутками) фасонных отливок
с целью их упрочнения
Наиболее широко этот вид армиро-
вания применяют при изготовлении
из чугуна (особенно серого) таких
деталей, как несущие рамы, шаботы,
тюбинги и другие детали. Свойства
армированного чугуна значительно
улучшаются.
При неправильной подготовке арма-
туры, т. е. без учета явлений, которые
происходят при контакте жидкого чу-
гуна с арматурой и которые влияют на
образование переходной зоны арма-
тура — матрица, наблюдается неста-
бильность свойств армированного
чугуна. Арматуру для упрочнения
отливок из серого чугуна массой до
100—120 кг изготовляют из сеток
(рис. 1); арматуру для более крупных
отливок — из пруткового материала,
подготовленного с учетом конфигура-
ции отливки, с применением обвязки9
сварки, узловой сборки литьем (УСЛ).
При изготовлении арматуры из сеток
ее выгибают по профилю модели и уста-
навливают в несколько слоев.
Использование стальной сетки
для армирования чугунных отливок
дает возможность получать отливки
из серого чугуна, механические свой-
ства которых подобны механическим
свойствам отливок из легированного
чугуна. При армировании кокилей
повышается их износостойкость.
Армирование сеткой позволяет
упрочнять как весь объем отливки,
так и отдельные ее части. Подготовка
сетки перед ее установкой в форму
так же, как и оболочек для армирова-
ния, заключается в надежном устра-
нении оксидов, являющихся барьером
для протекания диффузионных про-
цессов.
Упрочняющее действие такой ар-
матуры достигается при условии обра-
зования зон матрица — арматура с со-
хранением прочностных характери-
стик проволоки в готовой отливке.
Значение связей арматура — отливка
может быть проиллюстрировано ре-
зультатами проведенного экспери-
мента [3].
Были изготовлены две группы отли-
вок-образцов из парафино-стеариновых
расплавов. Одна группа армирована
стальной проволокой, другая —
хлопчатобумажными нитями, проч-
ность которых в 400 раз меньше проч-
ности стальной проволоки, но больше
прочности парафино-стеариновых сме-
сей. Испытание на растяжение образ-
цов, армированных хлопчатобумаж-
ными нитями, показывает, что проч-
ность увеличивалась в 2,5—3 раза «—
нити работают при растяжении и раз-
рыв происходил по матрице и нитям.
При армировании стальной проволокой
прочность повышается всего на 20—
25%. Стальная проволока не имеет
диффузионных связей с парафино-сте-
ариновым составом, и проволока вы-
тягивается из матрицы.
Некоторое увеличение прочности
дает адгезионная связь между арма-
.турой и матрицей. При отсутствии
связей арматура не воспринимает на-
Рис. 1. Арматура в виде сеток для армирования фасонных отливок из
чугуна
694
ОБЪЕМНОЕ АРМИРОВАНИЕ ФАСОННЫХ ОТЛИВОК ВОЛОКНАМИ
грузку. Создание связей между сталь-
ной арматурой и матрицей из чугуна
зависит от параметров технологии:
температуры заливки чугуна, началь-
ной температуры формы, объемной
доли проволоки в отливке, диаметра
проволоки.
Экспериментально установлено, на-
пример, что для проволоки диаметром
1—4 мм объемное содержание арма-
туры в отливке с толщиной стенки
50—100 мм должно быть в пределах
15—30%. Температура заливки рас-
плава 1370—1390 °C. Нижний предел
(15%) относится к арматуре диаметром
1 мм. С увеличением диаметра арма-
туры предельное значение ее объемной
доли в отливке возрастает и при диа-
метре 4 мм составляет 30%.
Прочностные характеристики ар-
мированных чугунов в значительной
мере определяются свойствами упроч-
няющих волокон, их .размерами и
ориентацией. Матрица передает на-
пряжения отдельным волокнам благо-
даря наличию прочной связи за счет
диффузионных процессов и воспри-
нимает напряжения, действующие
в направлении, отличном от ориента-
ции волокон. Эти связи между арма-
турой и матрицей могут быть улуч-
шены не только за счет устранения
оксидного слоя, но и за счет механи-
ческой подготовки поверхности с тем,
чтобы увеличилось число дефектов
в кристаллическом строении и облегчи-
лись диффузионные процессы.
Испытания механических свойств
показывают, что при применении сетки
из стальной проволоки временное со-
противление увеличивается пропорци-
онально повышению в отливке объем-
ной доли армирующих волокон, ори-
ентированных в направлении действия
нагружения. Чем тоньше проволока,
тем она прочнее, и при использовании
ее в качестве арматуры соответственно
возрастает ее упрочняющее действие.
Однако с уменьшением диаметра про-
волоки повышается вероятность ее
растворения в матрице (чугуне). По-
этому диаметр проволоки для арма-
туры должен быть выбран так, чтобы
образовывались контактная зона и до-
статочно вязкая науглероженная
сердцевина арматуры.
При разрушении композиционных
отливок трещины возникают в ма-
трице (как и в изотропных отливках),
но при своем развитии они встречают
препятствия на границе матрица —
волокно. При этом развитие трещины
останавливается. Разрушение компо-
зиции — это ряд дискретных этапов,
и эти этапы отличаются перераспре-
делением напряжений в волокнах.
Прочность композиций, армирован-
ных непрерывными волокнами, подчи-
няется правилам аддитивности и мо-
жет быть оценена уравнением
4
(Ук =s= + УмаМ»
где ов — средняя прочность волокон
композиции; ом — среднее напряже-
ние в матрице в момент разрушения
волокон; и Ум — объемные доли
соответственно волокон и матрицы.
Уравнение дает хорошие результаты
при однородных по прочности волок-
нах, что справедливо, например, для
металлических волокон — проволоки.
При недостаточной связи волокна —
матрица, а также при соприкосновении
волокон друг с другом происходит
отклонение от правила аддитивности.
Работа разрушения композиции
больше, чем сумма работ при разруше-
нии ее составляющих. Это связано
со специфическими условиями раз-
рушения! .вытягивание волокон из
гнезда, что требует затрат энергии для
разрушения связи по поверхности раз-
дела волокно — матрица.
На свойства композиционных отли-
вок существенное влияние оказывает
межфазное взаимодействие. Компози-
ционные материалы — система гетеро-
генная, термодинамически нестабиль-
ная. Поэтому взаимодействие между
компонентами может протекать как
при изготовлении, так и при эксплу-
атации отливок. Для создания связей
матрица — волокно взаимодействие
необходимо, но если взаимодействия
приводят к появлению хрупких фаз,
то это ухудшает свойства. Поэтому
следует учитывать выбор состава ар-
мирующей проволоки. Например,
при армировании чугуна проволокой,
содержащей вольфрам, на границе
появляется хрупкая фаза, ухудша-
Армирование фасонных отливок для их упрочнения
696
Рис. 2. Номограмма для определения основных параметров процесса армиро-
вания чугунных отливок, стальной проволокой.
Диаметр проволоки, мм: 1 — 1; 2 — 2; 3 — 3; 4 — 4. Температура заливки чугуна
1380 °C
ющая качество композиционной от-
ливки из чугуна, а при армировании
о1ливки из алюминиевого сплава же-
лезной проволокой появляется хруп-
кая фаза FeAl3, ухудшающая свойства
отливок из алюминия.
То же может быть при армировании
чугунов хромоникелевой проволокой.
Средством, устраняющим взаимодей-
ствие арматуры с матричным металлом
с вредными последствиями, может быть
защитное покрытие арматуры или ле-
гирование матрицы для устранения
растворения арматуры.
В армированном чугуне затруднен
процесс зарождения и рост трещин
в матрице в направлении, перпендику-
лярном направлению волокон. Поэтому
у армированных стальной проволокой
чугунов более высокое сопротивление
усталостному разрушению. Напри-
мер, термостойкость образцов из
различных чугунов, армированных по
данной технологии, возрастает в 2—
5 раз по сравнению с термостойкостью
неармированных чугунов.
От механических свойств армиро-
ванных чугунов с различной структу-
рой зависит их термостойкость. Для
оценки термостойкости можно ис-
пользовать параметр [4]
0,8аат2 + ом (1 — 0,8m2)
0 - a + Ем (1 — 0,8m2)] ’
где оаи £а — прочность и модуль упру-
гости арматуры; ом и Ем — прочность
и модуль упругости материала * ма-
।
696
ОБЪЕМНОЕ АРМИРОВАНИЕ ФАСОННЫХ ОТЛИВОК ВОЛОКНАМИ
трицы; т — отношение диаметра
арматуры к шагу армирования.
При нахождении критерия Zo ис-
пользуется правило аддитивности.
При армировании чугунов проволоч-
ной сеткой можно увеличить временное
сопротивление разрыву СЧ20 до 400—
500 МПа.
Для определения основных пара-
метров процесса армирования отливок
можно использовать номограммы
(рис. 2) [5].
Номограмма состоит из семи частей.
Три левые части номограммы (А, В, Г)
описывают влияние степени армиро-
вания на продолжительность стадии
отвода теплоты перегрева тПер (В)
и затвердевания тзат (Г). Группа кри-
вых части А номограммы позволяет
найти численное значение d/H (степень
армирования) в зависимости от шага
армирования (Н) и диаметра арматуры
(d) — 1—4 мм соответственно (кривые
1—4). Кривые в средней части (Ж)
номограммы характеризуют глубину
прогрева арматуры до температуры,
равной 0,8 Т заливки, и предназна-
чены для выбора начальной темпера-
туры Т формы, обеспечивающей усло-
вия сваривания арматуры с матрицей.
Нижняя граница заштрихованных
зон соответствует глубине переходного
слоя, равной 100 мкм, а верхняя —
200 мкм. Три правые части (Д, Б, Е)
номограммы позволяют прогнозиро-
вать механические свойства армиро-
ванных отливок, матрицей которых
служит серый чугун СЧ20, армату-
рой — стальная катаная проволока
(ГОСТ 7372—79). Группа кривых Б
предназначена для определения объем-
ного содержания V (%) проволоки
в отливках.
Результаты механических испыта-
ний на разрыв приведены в части Д
номограммы, а на изгиб — в части Е.
Штриховой линией показано исполь-
зование номограммы при применении
проволоки диаметром 1 мм для арми-
рования отливки с толщиной стенки
50 мм при Т3 = 1380 °C. В приведенном
примере расстояние между центрами
рядом стоящих волокон составляет
2,5 мм. По группе кривых в части А
находим, что степень армирования
составляет 0,4, а объемная доля арма-
туры (часть Б) — 14%. Продолжи-
тельность стадии отвода теплоты пере-
грева составляет 6—7 с (В), а затвер-
девания— около 21—22 с (Г). Так как
штриховая линия АЖБ проходит выше
области 1 в части Ж, то предвари-
тельный нагрев формы не требуется.
Механические характеристики на-
ходим в частях Д и Е номограммы.
Для указанного примера сопротивле-
ние разрыву равно 300 МПа, а сопро-
тивление изгибу — 800 МПа.
2. Армирование
композици онными
материалами
Объемное армирование фасонных
отливок композиционными матери-
алами практически не используют в от-
личие от армирования поверхностей
в виде различных фасонных оболочек
и пластин, приготовленных отдельно
из керметов и псевдосплавов. Тем
не менее это имеет значительную пер-
спективу. Различные волокна, ис-
пользуемые для получения компози-
ционных материалов, имеют высокие
физико-механические свойства [6]
благодаря очень маленькому диаметру
волокон. Изготовлять фасонную ар-
матуру из таких материалов в литей-
ном цехе невозможно, а арматура
с микродиаметрами может быть легко
растворена в жидком металле.
Большое разнообразие форм отли-
вок не позволяет организовать специ-
ализированное производство фасон-
ной арматуры непосредственно из во-
локон. Однако изготовление такой
арматуры можно наладить из прово-
локи или прутков. При этом исполь-
зуют композиционные материалы.
Технологичность армирования в этом
случае резко повышается. Из прутков
в тугоплавкой оболочке изготовляют
арматуру для черных металлов.
Прутки, швелеры и трубки из ком-
позиционных материалов также
могут быть применены для армирова-
ния. Для изготовления пруткового
композиционного материала жидко-
фазным способом разработан ряд
установок. При этом может быть полу-
чена арматура с высокой (до 80%)
концентрацией волокон с соответству-
ющими прочностными характери-
Армирование дисперсными волокнами (частицами)
897
стиками. Такую арматуру можно
устанавливать в виде клеток (подобно
установке холодильников) и изогнутых
фигур.
При наличии между прутками зазо-
ров жидкий металл хорошо их за-
полняет и сваривается с прутками.
Упрочнение же отливки в этом случае
аналогично упрочнению волокнами
самого композиционного материала.
Дальнейшая разработка технологии
получения и специализированный
выпуск композиционных материалов,
а также совершенствование техноло-
гии армирования прутковым матери-
алом позволят повысить свойства вы-
пускаемых отливок из чугуна и алю-
миниевых сплавов.
3. Армирование дисперсными
волокнами (частицами)
Армирование прутковым или во-
локнистым материалом хотя и дает
в ряде случаев большой эффект, однако
приготовление арматуры и технология
армирования пока вызывают затрудне-
ния. Поэтому наряду с армированием
волокнами разработаны методы вве-
дения в расплав тугоплавких дисперс-
ных частиц.
К дисперсно-упрочняющим матери-
алам относятся частицы, не взаимо-
действующие с матрицей и не растворя-
ющиеся в ней. Упрочняющее действие
дисперсных материалов по своей при-
роде отличается от упрочняющего дей-
ствия волокнистых материалов.
Для получения упрочняющего дей-
ствия необходимо, чтобы волокна сами
обладали высокой прочностью и при-
давали соответствующие свойства
всему композиционному материалу.
Матрица при этом имеет подчиненное
значение. В дисперсно-упрочненных
материалах ведущее значение имеет
матрица, в которой ультрадисперсные
нерастворяющиеся в матрице частицы
создают эффективное торможение
движению дислокаций вплоть до тем-
пературы плавления металла.
Исследования упрочнения дисперс-
ными частицами неметаллических
материалов показывают, что вокруг
такой упрочняющей частицы матрич-
ный материал получает повышенную
плотность, что, вероятно, имеет место
и в металлах.
Для дисперсно-упрочненных мате-
риалов имеет значение форма введен-
ных частиц и отношение их длины I
к диаметру d. Чем больше это отноше-
ние, тем эффективнее действие упроч-
нителя, т. е. эффективнее проявляется
действие волокнистости. Влияние
геометрических параметров на упроч-
нение описывается формулой [6]
а = Ср 4- К — 1),
где о — прочность при дисперсном
упрочнении, если ltd = 1.
Влияние геометрических пара-
метров частиц при дисперсном упроч-
нении доказывает, что сами частицы
не являются упрочнителями, а оказы-
вают влияние на улучшение структуры
матрицы косвенно.
Дисперсное упрочнение, например,
производят оксидами, размер частиц
которых равен 1,2 мкм. Для упрочне-
ния никеля добавляют 2,5% НЮа
(оксид гафния) или ThO2 (оксид тория).
Для алюминиевых сплавов такими дис-
персными частицами могут быть А120з,
TiN, ZrN, ZrB2, TiOa, TiC и ZrC.
Размеры частиц, используемых
для упрочнения алюминия, составляют
1,5—8,0 мкм. При выборе материала
упрочняющих частиц необходимо соб-
людение следующих условий: ча-
стицы должны быть тугоплавкими и
стабильными в расплаве матрицы, что
обеспечивает низкий коэффициент
диффузии составляющих частиц
в металле матрицы; плотности частиц
и матричного металла не должны
заметно отличаться; необходимо,
чтобы межфазная энергия расплава
и частиц была пониженной.
Введение порошков в расплав вызы-
вает затруднения даже при примене-
нии ультразвука и искусственного
перемешивания. Поэтому порошки
предварительно смешивают с ма-
тричным металлом (например алюми-
нием)« После этого проводят расплав-
ление смеси и получают из нее от-
ливки. При таком способе достигается
равномерное распределение упрочня-
ющей фазы.
698
ОБЪЕМНОЕ АРМИРОВАНИЕ ФАСОННЫХ ОТЛИВОК ВОЛОКНАМИ
4. Самоармирование
волокнами
Для получения фасонных литых
деталей некоторых конфигураций
могут быть использованы сплавы
с эвтектическим составом, которые при
направленной кристаллизации обра-
зуют структуру, сходную со структу-
рой композиционного волокнистого
материала (рис. 3). На рисунке при-
ведены микроструктуры поперечного
сечения образцов из углеалюминиевого
композиционного материала при
увеличении в 650 раз (см. рис. 3, а)
и эвтектики с направленной кристал-
лизацией (см рис. 3, б) [6].
Упрочняющая фаза в этих системах
имеет форму нитевидных кристаллов,
равномерно расположенных в матрице
и прочно связанных с ней. Свойства
нитевидных кристаллов, извлеченных
из эвтектического сплава, примерно
такие же, как и свойства нитевидных
кристаллов, полученных осаждением
из газовой фазы. Изготовление отли-
вок методом направленной кристал-
лизации проводят расплавлением
шихты эвтектического состава с по-
следующим^ охлаждением с заданной
скоростью в форме. Примерами таких
композиций являются Nb—Nb2C, Та—
Та2С и некоторые другие.
Наилучшее сочетание механиче-
ских свойств получают в псевдобинар-
ных системах таких, как Со—Та—<3
и Ni—Al—Nb. Эти материалы ис-
пользуются как жаропрочные спла-
вы. Жаропрочность композиций при
1100 °C превосходит в 2 раза
Рис. 3. Сечения отливок, армирован-
ных углеродными волокнами (а)
или волокнами-кристаллами при на-
правленном затвердевании эвтек-
тики (б)
6)
жаропрочность лучших стареющих
никелевых сплавов.
5. Объемное армирование
конструкционной арматурой
В гл. II на рис. 1—4 приведено не-
сколько примеров, когда объемное
армирование имеет конструкционное
значение, т. е. выполняет задачу полу-
чения полости или элемента детали, не
преследуя цели упрочнения. Типичным
примером являются холодильники
с матричным металлом — чугуном
и с арматурой в виде изогнутых сталь-
ных труб. Подобного рода холодиль-
ники различной конфигурации ис-
пользуют для охлаждения стенок ме-
таллургических печей.
Особенностью трубчатой арматуры
является обеспечение контактной
диффузионной зоны между трубчатой
арматурой и матричным металлом.
Теплообмен между трубчатой армату-
рой и плитой будет тем интенсивнее,
чем полнее диффузионная зона на всей
поверхности контакта арматура г—
матрица (плита). Условия полу-
чения такой зоны аналогичны рассмо-
тренным ранее, и они требуют главным
образом отсутствия оксидов на поверх-
ности трубы. Тем более нельзя про-
водить окраску графитовыми водными
красками из арматуры труб, что часто
практикуется в литейных цехах ме-
таллургических заводов с целью пред-
охранения от прогара труб при за-
ливке. Такие краски исключают обра-
зование диффузионных зон, создают
газовые раковины вокруг труб и за-
метно ухудшают эксплуатационные
свойства холодильников.
Необходимо также исключить воз-
можность образования пригара сухой
засыпки в полости трубы (засыпку
применяют в целях предотвращения
попадания металла в полость трубы
при ее прогаре). Пригар неизбежен
при засыпке трубы любым зернистым
материалом. Это связано с тем, что
при разогреве трубы на внутренней
поверхности происходит ее окисление.
При образовании слоя окалины проис-
ходит двусторонняя диффузия ато-
мов кислорода и железа и перво-
Армирование для управления процессами затвердевания
«99
Толщина стенки отливками
Рис. 4. Взаимосвязь между толщиной
холодильной плиты для доменной пе-
чи и толщиной трубы (арматуры)
начальная граница сдвигается так,
что песчинки оказываются погружен-
ными в слой окалины.
Такой пригар отделить трудно, осо-
бенно на внутренней поверхности тру-
бы, а наличие пригара ухудшает тепло-
обмен между проточной водой и холо-
дильником.
Пригарообразование можно исклю-
чить при засыпке полости трубы толче-
ным углем с тем, чтобы отсутствовала
окислительная атмосфера. Однако при
прогаре трубы металл проникает
в уголь. Возрастает газовое давление,
и возможна взрывоопасная обстановка
с выбросом металла. Поэтому во время
заливки трубу продувают газом.
При отсутствии нейтральных газов
обычно используют магистральный воз-
дух.
При продувке раскаленных труб
часть трубы сгорает. Поэтому чем
больше толщина стенки холодильной
плиты и чем больше время ее заливки,
тем больше должна быть толщина
стенки заливаемой трубы. Для выбора
толщины стенки трубы можно исполь-
зовать график (рис. 4).
6. Армирование
для управления процессами
затвердевания
Армирование полостей литейных
форм для управления процессами за-
твердевания (внутренние холодиль-
ники) широко практикуется в произ-
водстве крупных стальных отливок.
При этом контактные процессы имеют
свои особенности и подробно исследо-
ваны в работе. Внутренние холо-
дильники изготовляют обычно из
пруткового прокатанного материала
в виде рамок, спиралей и др. Их ис-
пользуют в тех случаях когда наруж-
ные холодильники оказываются не-
достаточно эффективными. Внутрен-
ние холодильники обычно не расплав-
ляются, но сплавляются с матричным
металлом.
Внутренние холодильники (арма-
тура) позволяют: создавать эффектив-
ные условия направленного затвердева-
ния, увеличивать радиус действия при-
былей, уменьшать размер прибылей,
рассредотачивать усадочную раковину,
тормозить развитие ликвационных про-
цессов. Внутренний холодильник,
обеспечивая захолаживающий эф-
фект, должен разогреваться жидкой
сталью так, чтобы были обеспечены
надлежащие диффузионные процессы
с матричным металлом. Место рас-
положения холодильника по экс-
плуатационным свойствам не должно
уступать матричному металлу.
Существуют четыре стадии за-
твердевания стали у поверхности вну-
треннего холодильника [1 ]:
переохлаждение стали у поверх-
ности холодильника с образованием
твердого слоя равноосных зерен;
рост дендритов с поверхности слоя
равноосных зерен с постепенным
уменьшением скорости кристаллиза-
ции при одновременном прогреве хо-
лодильника до температур, близких
к температуре солидуса;
продвижение фронта кристаллиза-
ции со стороны внешней стенки от-
ливки с частичным расплавлением ста-
ли, затвердевшей вокруг холодиль-
ников;
частичное или полное расплавление
холодильников с продвижением фронта
кристаллизации со стороны внешней
стенки отливки; это возможно, если
холодильник имеет более низкую тем-
пературу плавления, чем матричный
металл.
При оценке условий свариваемости
холодильников с матричным металлом
установлено, что чем меньше процент
холодильников от массы металла, тем
700
ОБЪЕМНОЕ АРМИРОВАНИЕ ФАСОННЫХ ОТЛИВОК ВОЛОКНАМИ
лучше свариваемость (использовалось
2,25; 4 и 12,5% холодильников от
массы металла). Размер холодильни-
ков оказывает существенное влияние.
Так, например, при диаметре холо-
дильников 8, 15 и 35 мм прочность
контактной зоны составляет соответ-
ственно 516—629, 254—378 и 186 МПа.
При этом холодильники нагреваются
соответственно до 1480, 1475 и 1370 °C.
Распределение химических элементов
при установке холодильников в отлив-
ку показано на рис. 5.
Рис. 5. Состав контактной зоны при
использовании хромоникелевых хо-
лодильников для отливок из высоко-
легированных марганцовых сталей
а)
Рис. 6. Примеры примене-
ния арматуры (внутрен-
них холодильников) для
управления затвердева-
нием крупных отливок
[Ц:
а - холодильники в виде
арматуоы в шаботах массой
25 т, б — холодильники в
утолщенных тепловых узлах
Список литературы
701
На свариваемость арматуры с ма-
тричным металлом, определяющуюся
диффузионными процессами, оказы-
вают влияние оксиды даже после их
качественного удаления. Окисление
идет на воздухе и в полости формы.
Пленка оксидов жидкой стали изо-
лирует поверхность твердого ме-
талла от жидкой стали. Если на от-
крытой поверхности холодильника об-
разуются только оксиды железа (FeO)2,
температура плавления которых равна
1380—1390 °C, то при разогреве жид-
ким металлом такие оксиды раство-
ряются в жидкой стали. Неочищенная
окалина сохраняется на поверхности,
что понижает контактные связи. Хо-
лодильники для высоколегированных
сталей не дают эффективной сварива-
емости из-за плен. Полуда со свинцом
дает отрицательные результаты.
Свинец кипит, что вызывает появление
газовых раковин. Холодильники из
кипящей стали с низким содержанием
кремния не пригодны для использо-
вания, так как они способствуют обра-
зованию газовых раковин. Условия
сваривания холодильников следу-
ющие: качественная очистка поверх-
ности; изготовление холодильников
из низкоуглеродистой спокойной стали;
холодильник должен быть нагрет жид-
кой сталью до температур, близких
к температуре солидуса; взаимодей-
ствие нагретых холодильников со
сталью должно протекать в течение
определенного критического вре-
мени [1].
Примеры армирования форм для
управления затвердеванием при-
ведены на рис. 6.
Список литературы
1. Василевский П. Ф. Технология
стального литья. Инженерные моно-
графии по литейному производству.
М.: Машиностроение, 1974. 408 с.
2. Композиционные материалы/Под
общ. ред. Д. М. Карпиноса. Киев:
Наукова думка, 1985. 521 с.
3. Оболенцев Ф. Д. Физикохимия
и технология композиционного литья:
Учебное пособие. Одесса: ОПИ, 1984.
97 с.
4. Оболенцев Ф. Д., Курушин В. М.
Армирование отливок из серого чугуна
стальной сеткой//Пути реализации ре-
шений XXVII съезда КПСС по по-
вышению эффективности и качества
в литейном производстве. Л.: ЛДНТП,
1986. 81 с.
5. Оболенцев Ф. Д., Курушин В. Б.,
Литвинова Е. И. Строения и свойства
отливок из серого чугуна, упрочнен-
ного стальными волокнами//Литей-
ное производство. 1988. № 6. С.
7, 8.
6. Структура и свойства компози-
ционных материалов/К. И. Портной,
С. Е. Салибеков, И. Л. Светлов и др.
М.: Машиностроение, 1979. 253 с.
7. Тульчинекий Л. И. Композици-
онные материалы, получаемые методом
пропитки. М.: Металлургия, 1986.
207 с.
Глава V
АРМИРОВАНИЕ ПРИ ЛИТЬЕ
ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Литье под давлением (ЛПД) яв-
ляется одним цз важнейших и пер-
спективных способов производства
особо точных и тонкостенных армиро-
ванных отливок (АО) из цветных
сплавов (рис. 1), а в особых случаях
также из специальных и черных спла-
вов.
г
702
АРМИРОВАНИЕ ПРИ ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Рис. 1. Армированные отливки:
а — кронштейн противосолнечного козырька; б — опорный корпус; в — кронштейн;
г — угловой кронштейн; д — армированная ручка; е — элемент планки к сборной стойке;
ж — армированная отливка с трубчатым вкладышем и двумя литыми опорными крон-
штейнами; 1 — литая стенка; 2 — арматура
1. Конструкция
и некоторые свойства
армированных отливок
В зависимости от особенностей вкла-
дышей армирование при ЛПД можно
подразделить на объемно-штучное,
дисперсионное, волокнистое и сбо-
рочно-узловое.
Армирование выполняют в следу-
ющих целях:
для сообщения отдельным частям
или всей отливке в целом особых
физико-механических свойств — проч-
ности, износоустойчивости, эластич-
ности, способности к пайке, электро-
магнитных свойств и т. д.;
для придания определенной конфи-
гурации, которую невозможно полу-
чить при литье другими способами;
для соединения в один узел без
сборочных операций нескольких
деталей путем заливки их на общий
вкладыш;
для облегчения последующей сборки
заливкой в тело детали резьбовых
и других крепежных изделий;
для уменьшения массы отливок и
экономии металла благодаря получе-
нию тонких стенок, образованию за-
мкнутых полостей и пр.
Для армирования используют
вкладыши:
различной конфигурации — штиф-
товые (резьбовые шпильки, болты,
Конструкция и свойства армированных отливок
703
оси и штифты), втулочные (гайки,
резьбовые и гладкие втулки, подшип-
ники), трубчатые, прямолинейные,
криволинейные, плоские, фигурные;
из различных материалов — метал-
лов и их сплавов (черных, цветных,
магнитных, с большим электросопро-
тивлением и др ) и неметаллов (пласт-
массы, керамики, прессованного
картона, дерева, фибры, ткани и Др.);
изготовленные разными спосо-
бами — обработкой резанием (на
револьверных, токарных, винторез-
ных, фрезерных и других станках),
холодной обработкой давлением
(главным образом штамповкой),
литьем под давлением и по выплавля-
емым моделям; методами порошковой
металлургии.
В массовом производстве с помощью
ЛПД получают АО следующей номен-
клатуры:
шкивы к комбайнам, армированные
центральными втулками (отливки про-
изводят на оборудовании с электрон-
ным управлением и высокой степенью
автоматизации);
тормозные барабаны для легковых
автомобилей;
клапанные кронштейны из силумина
с чугунным опорным вкладышем (при
литье используют вакуум; большин-
ство операций автоматизировано);
трубчатые электрические нагрева-
тели с литыми штуцерами, ребрами
для рассеяния тепла или плитами;
головки и блоки цилиндров новой
конструкции с залитыми гильзами или
фигурными патрубками;
детали электронных приборов
и устройств, включая волноводы, маг-
нитные и другие узлы;
роторы и статоры электродвигателей
и приборов; для их производства
внедрены комплексы с оснасткой усо-
вершенствованной конструкции, осво-
енные технологические режимы обес-
печивают улучшение качества АО.
При конструировании АО следует
учитывать, что используемое оборудо-
вание дает возможность в широких
пределах варьировать выполнение
конструктивных элементов АО. По-
этому часть выработанных теорией
и практикой правил в случае констру-
ирования АО влияют преимущественно
на технико-экономические показа-
тели.
Наиболее общие рекомендации
сводятся к следующему:
заливаемое сечение металлического
вкладыша должно быть небольшим по
сравнению с сечением отливки, чтобы
избежать образования трещин из-за
внутренних напряжений, возника-
ющих при усадке;
вкладыш должен достаточно прочно
фиксироваться в пресс-форме (ПФ),
чтобы противостоять течению металла
при заливке;
заливаемую часть вкладыша необ-
ходимо поджимать частями ПФ.
Другой вариант заключается в том,
чтобы иметь в стенке АО отверстие,
как след поджимающего вкладыш
стержня. Если заливаемая часть не
проходит через всю стенку отливки,
то ее следует располагать на глубине
одного-двух диаметров. Торец за-
ливаемой части при этом должен иметь
фаску, чтобы уменьшить вероятность
образования трещины.
На заливаемых частях вкладышей
должны быть предусмотрены эле-
менты, обеспечивающие повышенную
прочность сцепления: накатка, ка-
навки, всевозможные подрезы и т. п.
(рис. 2; см. также рис. 1). Оценка
прочности сцепления арматуры в усло-
виях особо тонкой литой стенки без
приливов для семи вариантов штифто-
вой арматуры приведена на рис. 3.
Арматура вариантов 4, 6 и 7 приведена
соответственно на рис. 2, в, г и д\
в остальных вариантах арматуры пред-
усмотрена заливаемая часть: в ва-
рианте 1 — гладкая, 2 — с радиальным
отверстием диаметром 1 мм, 3 — диа-
метром 5 мм с фрезеровкой, 5 —
с радиальным отверстием диаметром
2 мм.
Кривые на рис. 4 построены для
литого прилива толщиной 11 мм на
арматуре диаметром 10 мм с сетчатой
накаткой. Сравнительную оценку
прочности сцепления при заливке
в тонкую стенку см. также на рис. 4.
Если штифтовый вкладыш имеет
резьбу, то она не должна доходить
до литой стенки на расстояние не менее
полудиаметра, чтобы предотвратить за-
ливку резьбы. Если этого выполнить
нельзя, приходится удлинять процесс
704
АРМИРОВАНИЕ ПРИ ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Рис. 2. Примеры арми-
рованных узлов с штиф-
товыми (а—д) и втулоч-
ными (е—з) вкладышами.
Влияние конструктивно-тех-
нологических факторов на
выпрессовку арматуры (в—г)
из тонкой литой стенки
толщиной 3 мм см. на рис. 3
д)
Рис. 3. Прочность сце-
пления арматуры с за-
литым металлом в зави-
симости от следующих
конструктивно-технологи-
ческих параметров:
а — типа арматуры; б —
типа покрытия; виг — от
типа покрытия, но для
арматуры из алюминиевого
сплава; 1 — гальваническое
лужение; 2 — кадмирова-
ние; 3 — металлизация слоем
0,3 мм; 4 — никелирование;
5 — без покрытия; 6 —
металлизация слоем 0,8 мм;
7 — гальваническое цинко-
вание
I
в г
Конструкция пресс-форм и эффективность армирования
706
!
Рис. 4. Влияние литейно-конструктивных факторов на выпрессовку арматуры:
а — из массивной толстостенной отливки; б — из тонкостенного образца
Толщина стенка, мм
и ввертывать предохранительную
втулку.
Следует предусматривать возмож-
ность появления коррозионных явле-
ний на стыке вкладыша с литой стен-
кой. В ряде случаев вкладыш следует
покрывать защитным слоем. Особенно
большое влияние покрытие оказывает
на герметичность. Эффективность
различных покрытий характеризуется
показателями, которые приведены на
рис. 3 [4, 19].
2. Конструкция пресс-форм
и эффективность армирования
При ЛПД АО в серийном и массовом
производстве необходимо применять
только стационарные формы повы-
шенной жесткости с максимальной
степенью механизации.
ПФ с расположением вкладышей па-
раллельно плоскости разъема. В ПФ
(рис. 5 а) для АО кронштейна противо-
солнечного козырька используемый
в качестве арматуры резьбовой штифт 1
зажимается пружинящей скобой 2,
которая крепится к элементам не-
подвижной полуформы 3 и 6 с по-
мощью винта 4 с гайками 5. Вместо
пружинящих скоб можно использовать
постоянные магниты, притягивающие
стальную арматуру. Узкий паз в АО
оформляется с помощью механизма
наклонного пальца.
В типовой ПФ для армированных
ручек (см. рис. I, д) для фиксации
арматуры 7 большой длины (см.
рис. 5, б) параллельно плоскости
разъема используют пружины 8. Ар-
матура фиксируется в неподвижной
полуформе 9, В продольном направле-
нии арматуру фиксируют упором 10
(в предыдущей форме упора не требо-
валось вследствие того, что арматура
имела конусную часть, удобную для
фиксации).
Сочленение арматуры с подвижной
полуформой 11 осуществляется не по
всей длине. Ширина паза в плите
такова, что между арматурой и плитой
остается зазор, благодаря которому
исключается возможность поврежде-
ния формы при некотором перекосе
подвижной и неподвижной полуформ.
При проектировании использован
нормализованный пакет ПФ.
ПФ с полуформами 12 и 13 для за-
ливки высоковольтных изоляторов
23 Ефимов
706
АРМИРОВАНИЕ ПРИ ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Рис. 5. Схемы форм и армированных отливок при установке арматуры парал-
лельно плоскости разъема формы
цинковым сплавом (рис. 5, в) для обра-
зования чашки-подвески внедрена
во Франции. Доказано, что стеклянная
арматура 16 может выдержать терми-
ческое и механическое воздействие
жидкого сплава (отход арматуры весь-
ма мал). При переходе от чугунного
корпуса к цинковому сохранены основ-
ные стандартные размеры, но вве-
дены увеличенные литейные галтели.
ПФ устанавливают на машину с горя-
чей камерой усилием прессования
1 МПа. Вкладыш устанавливают с по-
мощью заглушки 15 и защитной крыш-
ки 17. Стеклянные корпуса до уста-
новки в ПФ насухо вытирают и по-
крывают уплотняющей массой. Бла-
годаря этому точно фиксируется поло-
жение вкладышей и предотвращается
образование заливов. В АО часть
паза оформляется стержнем 14.
В ПФ (рис. 5, г) наряду с вклады-
шами, устанавливаемыми парал-
лельно плоскости разъема, приме-
нены резьбовые вкладыши, ось которых
перпендикулярна плоскости разъема.
Втулочные вкладыши фиксируют на
стержнях 20, укрепленных в выемных
колодках 21, которые выталкиваются
вместе с отливкой толкателями 23.
Устанавливают колодки с вкладышами
на колонки 22, укрепленные в пуан-
соне 24. Чтобы исключить отдачу
колодок, испытывающих большую
нагрузку, используют выступы в полу-
формах 18 и 19, которые заходят
в соответствующий паз в колодке.
В ПФ для трубчатых электронагре-
вателей с литым штуцером 25 (рис. 5, д)
и электронагревателем 26 для улуч-
шения сцепления металла штуцера
с корпусом электронагревателя литни-
Конструкция пресс-форм и эффективность армирования
707
Рис. 6. Схемы форм для армированных отливок при установке арматуры пер-
пендикулярно плоскости разъема
ковую систему проектируют, исходя
из того, чтобы обеспечивались форми-
рование узкой струи металла и ее удар
в процессе заполнения. Арматуру уста-
навливают в ПФ с помощью сменной
вставки, которая крепится на внешней
стороне неподвижной половины.
В АО (рис. 5, е) стальная изо-
гнутая трубка 28 фиксируется в не-
подвижной полуформе с помощью паль-
ца 29, который заходит в соответству-
ющее гнездо ПФ. Помимо трубки
в отливку заливается также короткая
втулка 27, которая фиксируется на
стержне ПФ. Наличие боковых стерж-
ней обеспечивает надежный съем АО
с неподвижной полуформы.
При установке вкладышей парал-
лельно плоскости разъема ПФ можно
воспользоваться фиксирующими маг-
нитами 30 (рис. 5, ж) с втулками из
немагнитного материала в неподвиж-
23*
ной полуформе 32. Вставка 31 огра-
ничивает положение арматуры.
ПФ с расположением арматуры пер-
пендикулярно плоскости разъема при-
ведены на рис. 6, а. В подвижной
полуформе 1 на стержне 2 устанавли-
вается арматура 3. В стержне вы-
полнены радиальные отверстия,
в которых размещены фиксаторы 4,
взаимодействующие с конусной голов-
кой штока 5, расположенного в сквоз-
ном канале стержня. Шток находится
под воздействием пружины 6. В не-
подвижной матрице 7 устанавливается
пятка 8, опирающаяся на тарельчатые
пружины. В раскрытой форме шток,
постоянно находящийся под воздей-
ствием пружины, выдвигает фиксаторы
из стержня. При установке арматуры
фиксаторы несколько поднимают
шток, сжимая пружину, и под дей-
ствием ее упругости удерживают арма-
708
АРМИРОВАНИЕ ПРИ ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
туру на стержне. Шток при этом вы-
ходит за торец стержня. В конце
раскрытия формы шток приходит в кон-
такт с пяткой и, сжимая тарельчатые
пружины, передает силу их упругости
на фиксаторы.
В ряде случаев оптимальная кон-
струкция достигается не с помощью
стандартизованного узла наклонного
пальца, а при монтаже всего меха-
низма в подвижной полуформе. В этом
случае боковые ползуны и вставки
раздвигаются в процессе выталкивания
отливки, т. е. операции выталкивания
и извлечения боковых ползунов совме-
щены.
Боковые пазы в отливке оформляют-
ся боковыми ползунами 10 (рис. 6, б),
которые перемещаются выталкивате-
лями 9. Боковые ползуны скользят
по наклонным пазам и одновременно
со сталкиванием перемещаются парал-
лельно плоскости разъема, освобожда-
ясь от поднутренных мест от-
ливки.
Схема отлитого из алюминиевого
сплава корпуса 13 приведена на
рис. 6, в. Корпус армируют башма-
ками 11 из магнито-мягкой стали и
магнитами 12. Для установки арма-
туры используется специальное при-
способление.
В АО [тормозной барабан 17
(рис. 6, г)] залиты вкладыши 16 и 18,
в результате чего образуется литой
узел из трех различных материалов.
Вкладыш 18 изготовляют из чугуна,
что обеспечивает его высокую износо-
стойкость; вкладыш 16 — из стальной
штампованной заготовки с централь-
ным отверстием. Заливается алюми-
ниевый сплав 17 с высокой тепло-
проводностью. В АО снаружи рас-
положены охлаждающие ребра 14.
Во вкладыше 18 предусмотрены эле-
менты для улучшения механической
связи с заливаемым сплавом. ПФ
состоит из неподвижной 15 и подвиж-
ной 21 половин. Предусмотрен особый
узел фиксации арматуры на пуансоне—
пружинные фиксаторы 20, закреплен-
ные винтами 19. Для лучшего сцепле-
ния с залитым металлом наружная
часть вкладыша 16 имеет шероховатую
поверхность.
Отливка 23 (рис. 6, д) для клапан-
ного рычага автомобильного двига-
теля, получаемая в ПФ 24, армирована
износостойким вкладышем 22. В ре-
зультате усадки алюминиевого сплава
при затвердевании между вставкой
и корпусом АО появляется зазор
а — 104-70 мкм. В этот зазор вводится
наполнитель, состоящий из смолы и
неорганических веществ, и отвер-
ждается. Так как вставка изготовлена
из специального сплава, то увеличи-
вается стойкость АО к износу, что
способствует увеличению срока служ-
бы двигателя.
Использование принципа армиро-
вания позволяет сочетать преимуще-
ства ЛПД и прокатки выдавливанием.
Наружный обод колеса мотоцикла сва-
ривается из проката с последующей
сваркой. Готовый обод в сочетании
с центральной втулкой закладывает-
ся в ПФ. Профиль проката имеет
специальные канавки для надежной
фиксации заливаемого алюминиевого
сплава. Получаемая таким обра-
зом АО на 20% легче, чем монолит-
ная.
Эффективно использование АО для
снегоочистителя. На одном снегоочи-
стителе устанавливают 100 отливок
кольцеобразного типа с выступами
для монтажа проволоки из высоко-
прочной стали. Пазы под щетки от-
ливают с помощью 16-ти боковых
ползунов. Часть ПФ при раскрытии
поворачивается на 9°. АО в процессе
эксплуатации подвергаются большим
нагрузкам.
Примером АО являются подшип-
ники в корпусе водяного насоса легко-
вого автомобиля. Установка под-
шипников обычно требует не менее
пяти технологических операций —
ЛПД корпуса, обработки резанием
посадочных мест, монтажа подшипни-
ков и уплотнений и др. Заливка под-
шипников одновременно с литьем са-
мого корпуса насоса позволяет избе-
жать трудоемкой обработки резанием
и значительно повысить плотность по-
садки подшипников. Обычные расходы
на изготовление насоса снижаются на
30% . Собранный подшипниковый узел,
который заранее смазан и уплотнен,
устанавливают в ПФ и заливают
жидким металлом при температуре
750 °C.
Узловая сборка и технология ЛПД
709
3. Узловая сборка
и технология ЛПД
Сборка нескольких вкладышей
в один узел с помощью ЛПД — пер-
спективный технологический процесс.
Ее можно выполнить двумя способами:
с жестким соединением и шарнирным
соединением (или нежестким), когда
между элементами узла тем или иным
способом специально создаются за-
зоры. За рубежом несколько фирм
уже в течение ряда лет изготовляют
специальные сборочные машины ЛПД
с горячей камерой прессования. При
этом модели машин претерпевают су-
щественную модернизацию в на-
правлении повышения производи-
тельности, механизированной подачи
арматуры и улучшения качества соби-
раемых узлов. Типовыми узлами, полу-
чаемыми на машинах Fisher Gauge
(США), являются малогабаритные
штампуемые зубчатые колеса с осью
для электрических счетчиков, спидо-
метров, часовых механизмов. Не-
которые литые узлы изготовляют без
облоя и литников, что исключает
необходимость в финишных операциях.
Для исключения облоя требуется вы-
сокая точность ПФ и надлежащее
усилие запирания машины. Для за-
ливки обычно используют цинковый
сплав или более легкоплавкий (но
менее прочный) сплав, содержащий
5% Sn, 15% Sb и 80% Pb.
Вертикальная компоновка машин
ЛПД облегчает операцию установки
арматуры, что позволяет получать
сложные АО. Получают, в частности,
АО, состоящую из стальной оси и че-
тырех стальных кулачков, которые
должны фиксироваться на оси
с высокой точностью. Арматуру уста-
навливают в нижнюю неподвижную
полуформу.
При сборке велосипедных рам, со-
стоящих из элементов 1 и 2 (рис. 7, а),
в Японии на вертикальной машине
с усилием прессования 120 кН подвод
жидкого металла осуществляется
к трем точкам под давлением 20 МПа.
Загрузка арматуры и заливка сплава
в камеру прессования продолжается
15 с. Водяное охлаждение ПФ регу-
лируется на температуру проходящей
воды 50—140 °C. Стержни вытягивают
Рис. 7. Схемы армированных отливок
при установке арматуры перпендику-
лярно плоскости разъема формы
при закрытой ПФ. Продолжительность
цикла 40 с. За 1 ч получают 90 АО.
При использовании рабочего времени
на 70% за восьмичасовую смену отли-
вается около 500 АО. При испытании
сборки на вытягивание арматуры обыч-
но происходит разрушение самого ли-
того сплава. Усилие вытягивания тру-
бы из переднего патрубка составляет
40 кН, заднего — 45 кН. Часто первой
разрушается или растягивается
труба.
Во Франции для изготовления со-
единительных муфт рамы велосипеда
применяют литейный алюминиевый
сплав серии Calipso, используемый
в авиации и автомобилестроении для
изготовления нагруженных деталей;
масса рамы 1,35 кг (1,96 кг при исполь-
зовании стальной рамы).
В США применяют вертикальные
машины’ для ЛПД полусфер шарико-
вых бомб. В ПФ предусмотрены восемь
гнезд. Перед заливкой в каждую рабо-
чую полость помещается 157 стальных
шариков. Литую сборку используют
на фирме Bell (США) при массовом
производстве телефонов. Наиболее ши-
роко АО распространены в приборо-
строении.
На рис. 7, б дан пример типичного
литого узла из трех элементов —
ступенчатого вала 5 с фигурным вы-
ступом из титанового сплава, изогну-
той тонкостенной трубы 3 из алюминия
и собственно отливки 4 из алюмини-
евого сплава АЛ2. При изготовлении
этого узла пайкой неизбежным яв-
ляется использование менее под-
ходящих материалов при значительной
трудоемкости работ. Успешно ре-
шена задача модернизации конструк-
710
АРМИРОВАНИЕ ПРИ ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
ции изделия и снижения его трудо-
емкости.
Литую сборку применяют при про-
изводстве тросов малого диаметра.
Наконечник отливают из цинкового
сплава в ПФ, в которую предвари-
тельно вводят конец троса. Залива-
емый сплав проникает в пустоты между
волокнами троса. Используют нако-
нечники различных конфигураций
(например, шаровые диаметром 3—
12 мм). Тросы диаметром 1,2—5 мм
с наконечниками выдерживают макси-
мальные рабочие нагрузки 0,45—
7,3 кН; при разрушающих испыта-
ниях чаще всего происходит разрыв
троса, а не отрыв наконечника.
Разновидностью литой сборки яв-
ляется довольно широко внедренный
за рубежом процесс получения АО
с шарнирно-подвижным соединением
элементов за счет сжатия арматуры
при предварительной обработке
холодом.
Шарнирные соединения образуются
при использовании: последовательной
заливки (одна из отливок является
арматурой для другой); разнородной
арматуры с образованием зазора с по-
мощью промежуточных колец и по-
крытий; разнородной арматуры с по-
следующими механическими воздей-
ствиями; обработки при минусовых
температурах.
Литой сборкой получают ножницы,
крючки с основанием, цепи, поворотно-
составные браслеты, пряжки и другие
изделия. Этим же способом можно
изготовить отливки очень сложной
конфигурации, которые другими
способами отлить невозможно. Один
из подвижных элементов в сборке
триггерного выключателя имеет
резьбу.
В ряде случаев применяют техноло-
гическое армирование. Например,
в ответственных приборных деталях
сверлят многочисленные отверстия
с последующим нарезанием резьбы.
Не всегда удается получать отливки
настолько плотные, чтобы в этих от-
верстиях избежать вскрытия раковин.
Поэтому в соответствующих местах ПФ
закладывают технологическую арма-
туру в виде отрезков проволоки или
прутка, которые извлекают вместе с от-
ливкой, а затем высверливают. Могут
быть применены и более массивные
вкладыши. Способ надежен, хотя более
прогрессивное решение — внедрение
новых режимов уплотнения отливок.
Используют также армирование,
при котором сочетаются преимущества
таких прогрессивных технологиче-
ских процессов, как ЛПД, сварка
и порошковая металлургия. Сущность
такого армирования состоит в том,
что один или несколько элементов ПФ
(преимущественно стержни) выполняют
съемными и вне машины ЛПД на-
пыляют слоем порошка из легирован-
ного сплава, например антифрикцион-
ного. Из ПФ отливка удаляется вместе
с выемным стержнем или вставкой.
Затем стержень в специальном съемном
приспособлении извлекается из от-
ливки, а напыленный слой прочно
сцепляется с отливкой и остается
в ней.
4. Автоматизация,
организация и технология
процесса
Механизация операций установки ар-
матуры. Важной проблемой является
внедрение механизированных уст-
ройств для установки арматуры типа
втулок, штифтов и т. п. Если арматура
очень сложная, то полностью исклю-
чается возможность использования
специальных навешиваемых на машину
механизмов. В некоторых случаях ар-
матуру устанавливают с помощью
роботов.
В то же время такая простая арма-
тура, как малогабаритные втулки и
штифты, при массовом производстве
может автоматически укладываться
с помощью магазинных питателей и
других устройств. Используют также
простейшие приспособления, которые
не только повышают производитель-
ность труда, но и улучшают условия
труда и делают труд более безопасным.
Механизация операций установки
арматуры при ЛПД приводит к повы-
шению производительности и безопас-
ности , труда, а также к повышению
точности фиксации арматуры, состо-
ящей из нескольких вкладышей или
имеющей особо сложную конфигура-
цию.
Автоматизация, организация и технология процесса
711
Механизированные устройства для
установки арматуры можно сгруппи-
ровать следующим образом. Группа
1 — универсальные и специальные
роботы, устанавливаемые рядом с ма-
шиной и имеющие соответствующие
схваты и приспособления (часто и для
извлечения отливки); группа 2 —
автономные установки с манипулято-
ром и магазинным питателем; груп-
па 3 — автоматические магазинные
питатели с подачей арматуры и боковые
ползуны параллельно плоскости
разъема ПФ; группа 4 —’автоматиче-
ские магазинные питатели с подачей
арматуры перпендикулярно плоскости
разъема формы; группа 5 — выемные
плиты с гнездами, для установки
арматуры вне машины; группа 6 —
другие механизированные приспо-
собления.
Механизированные устройства групп
3—5 разработаны главным образом
для малогабаритных отливок, изго-
товляемых на высокопроизводитель-
ных машинах.
Устройства для автоматизирован-
ной загрузки арматуры могут быть
неотъемлемой частью ПФ, или не
связанными с ее конструкцией, или
занимать промежуточное место.
Машины для АО классифици-
руются:
по типу камеры прессования —
с вертикальной или горизонтальной
камерами;
по расположению плоскости разъема
ПФ — с горизонтально и вертикально
расположенными плоскостями разъ-
ема ПФ;
по степени универсальности — на
универсальные (для всех типов отли-
вок) и специальные (для заливки
роторов и статоров, сборки армиро-
ванных деталей, заливки радиаторов,
грузиков и т. п.);
по характеру движения каретки фор-
модержателя — машина с одним дви-
жением (продольным) и машины с дву-
мя движениями (продольным и попе-
речным или вращательным).
Машины с вертикальной камерой
прессования при вертикально распо-
ложенной плоскости разъема ПФ яв-
ляются устаревшими и не рекомен-
дуются для АО. Машины с горизон-
тальной камерой прессования при вер-
тикально расположенной плоскости
разъема ПФ применяются без суще-
ственных переделок наиболее широко.
Универсальные вертикальные ма-
шины с горизонтальной плоскостью
разъема ПФ особенно пригодны для
АО, так как арматуру можно легко
установить в горизонтально лежащую
неподвижную полуформу. Имеется
вариант машины, у которой выталки-
вающая система смонтирована под ниж-
ним фор модер жителем с тем, чтобы
АО оставалась на неподвижной полу-
форме. При этом исключается возмож-
ность смещения арматуры при дви-
жении ПФ.
Внедренные на производстве вер-
тикальные машины подразделяют на
две группы: без поворотного стола
(часто применяют вакуумирование) и
с поворотным столом. На вакуумной
машине отливают, например, такие
типовые АО, как детали утюгов.
Для производства армированных
полусферических отливок разработан
комплекс ЛПД вертикального типа
с усилием запирания 4000 кН. Вер-
тикальное расположение узла запи-
рания обусловлено необходимостью
разъема ПФ в горизонтальной пло-
скости, что обеспечивает более раци-
ональную загрузку арматуры в по-
лость ПФ. Для получения АО при-
меняют также универсальные ма-
шины АЛ 727В09 вертикальной ком-
поновки.
Роботы и манипуляторы наиболее
широко применяют при изготовлении
тормозных барабанов. Типовой ком-
плекс ЛПД содержит: машину ЛПД,
раздаточную печь, дозатор, обрезной
пресс, смазывающие устройства для
ПФ и прессующие пары, манипулятор
для извлечения и укладки отливок
в пресс, манипулятор для простановки
армирующих колец в ПФ, устройство
подачи колец с накопителя в печь
подогрева, газовую печь подогрева
колец тормозного барабана, систему
контроля удаления пресс-остатка,
устройство контроля полноты извле-
чения отливки, автоматический регу-
лятор температуры ПФ, электриче-
скую систему управления и диагно-
стики.
За рубежом применяют:
712
АРМИРОВАНИЕ ПРИ ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
универсальный робот для установки
втулки-вкладыша в дискообразную АО;
универсальные программируемые
роботы с электронным управлением
для ЛПД армированных дисков, кото-
рые выполняют следующие операции:
устанавливают арматуру — бронзо-
вую втулку, извлекают отливку с лит-
никами и кладут ее в штамп обрезного
пресса, транспортируют заливочные
ковши из печи в машину и наоборот;
использование робота, вакуумной
установки и других устройств поз-
волило в 10 раз уменьшить коробление
отливок, уменьшить шероховатость
поверхности, снизить брак в несколько
раз, увеличить производительность с 75
до 100 запрессовок в час; благодаря
роботам исключена операция рихтовки
и уменьшены необходимые площади
вследствие устранения промежуточ-
ных складов отливок с литниками
и устранения рихтовки;
робот несложной конструкции (США)
для автоматической установки арма-
туры, выполнения тяжелых работ
и др.; исключается возможность поло-
мок форм, что иногда имеет место при
ручной установке арматуры; робот
устанавливает арматуру в неподвиж-
ную часть формы и извлекает отливку
с литниками после окончания литей-
ного цикла; оснащен специальным при-
способлением для установки арматуры,
при извлечении АО поворачивается
на 90°, после чего зажимы открываются
и АО падает на желоб; правильность
установки арматуры определяется
конечным выключателем; предусмо-
трено приспособление для нанесения
смазочного материала;
робот с двумя руками для автомати-
зации ряда операций, в том числе
и установки кольцеобразной арматуры
в ПФ; для транспортирования арма-
туры используют элеваторный кон-
вейер.
Установки для загрузки арматуры,
применяемые в нашей стране, опи-
саны ранее. Механизированные уста-
новки, используемые зарубежными
фирмами, следующие:
магазинный питатель для автомати-
ческой подачи в ПФ армируемых скоб
(такими скобами к колесам автомобиля
крепят свинцовые грузы для баланси-
рования колес);
японский загрузчик с магазинным
питателем, представляющий собой
манипулятор, смонтированный от-
дельно (рис. 8, а); узел 1 для транс-
портирования арматуры 3 является
частью загрузчика 6 машины ЛПД 7
для блока цилиндров с ПФ, снабжен-
ной колоннами. Два узла, которые
вводятся в пространство между полу-
формами 5 при раскрытии ПФ, пере-
мещаются с помощью цилиндров 2 и 4.
Качающийся рычаг 8 приводится в дви-
жение цилиндром 9, кронштейн кото-
рого крепится к основанию 10. Для
обеспечения перемещения и проста-
новки арматуры имеются еще два
цилиндра;
мини-автомат (Франция) для полу-
чения армированных наконечников
из цинкового сплава, используемых
в карбюраторах. Арматура представ-
ляет собой втулку из латуни. Литье
проводится со скоростью 500 запрессо-
вок в час. Арматура подается в поло-
жение под заливку боковыми стерж-
нями через вставку из бериллиевой
бронзы. Выбор такого материала свя-
зан с необходимостью интенсивного
отвода тепла и лучшей подготовки
арматуры.
Ход боковых стержней больше, чем
это необходимо для передвижения ар-
матуры. В автомате используется ма-
газинный питатель барабанного
типа, к которому подведена питающая
труба. Из магазинного питателя пнев-
матическое устройство выталкивает
арматуру в барабан на восемь позиций.
В процессе горизонтального перемеще-
ния арматуры обеспечивается кон-
троль ее длины, чтобы исключить
неполадки в работе ПФ. Если длина
не соответствует установленным нор-
мам, срабатывает конечный выключа-
тель и машина останавливается. Уст-
ройство с храповиком обеспечивает
поворот барабана за один цикл на 45°.
Поворот осуществляется при сра-
батывании выталкивателей. Стой-
кость пластмассы «Тефлона» составляет
50 тыс. запрессовок. Важно обеспе-
чить надежный контроль параметров
арматуры вне ПФ.
Механизация и автоматизация
процесса установки арматуры в ряде
случаев должна сопровождаться
организацией комплексный участков.
Автоматизация, организация и технология процесса
713
в)
Рис. 8. Схемы механизации и ав-
томатизации ЛПД армирован-
ных отливок, разработанные в
Японии и ФРГ
На рис. 8, б показано расположение
оборудования на участке при изго-
товлении армированных блоков ци-
линдров к автомобилю. Устройство
для загрузки чугунных гильз является
самостоятельным узлом, который
может быстро отсоединяться и от-
возиться для осмотра и ремонта мосто-
вым краном. Для фиксации гильз
в ПФ используют выемные вставки
с закрытыми концами, входящими
в фиксирующие шпильки на подвиж-
ной полуформе. На участке размещено
следующее оборудование: подвесной
конвейер 11 с непрерывным возврат-
ным движением 13\ печь 12 для подо-
грева арматуры; газовая раздаточно-
подогревательная печь 14 с автомати-
ческим заливочно-дозирующим уст-
ройством; машина 15 для литья под
давлением; роликовые конвейеры 16
и 17 соответственно для армируемых
гильз и транспортирования отливок
к прессу для вы прессовки вставок
формы; пресс 18 для удаления вставок
и стержней; автоматическое устройство
19 для загрузки арматуры и выгрузки
отливок; ящик 20 для литников и
пресс-остатков.
В ФРГ внедрен автоматический ком-
плекс ЛПД клапанных рычагов
(рис. 8, в) с использованием автомати-
ческой машины 25. В месте повышен-
ного износа медистого силумина за-
ливается чугунная арматура. Рабочий
процесс включает в себя следующие
операции: автоматическое подведение
и закладку арматуры в ПФ через
вибратор, сортирующий прибор и
устройство 22 для подачи; дозирование
металла при его подаче из печи 21,
которую загружают металлом из цен-
тральной плавильной установки;
удаление воздуха из ПФ с помощью
установки 26 для гарантии качества
рычагов во время литья; извлечение
отливки роботом 27; смазывание обеих
половин ПФ посредством разбрызги-
вающего устройства для следующего
рабочего цикла; укладка АО в пресс 30
для удаления литников и облоя с по-
мощью захватывающего устройства.
При удалении облоя АО скользит
по желобу в тару 28, в то время как
АРМИРОВАНИЕ ПРИ ЛИТЬЕ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
Рис. 9. Автоматизированный комплекс с манипулятором загрузки арматуры
и навесной транспортировочной системой:
1 — кронштейн; 2 - плита; 3 — обойма; 4 — подвижная часть формы; 5 — направляю-
щая; 6 — рама; 7 — загрузочное устройство; 8 — звездочки; 9 — цепная передача;
10 — каретка; 11 — магазинный питатель, 12 — направляющие; 13 — арматура; 14 —
шарнир; 15 — электродвигатель; 16 — цепь; 17 — рычаг; 18 — загрузочный узел
отходы уносятся конвейерной лентой
31 в тару 29. Время цикла на четырех-
гнездной ПФ 27 с, что обеспечивает
получение 530 отливок в час. Имеется
автотерморегулятор 24 нагревательно-
охлаждающего типа. В комплексе ис-
пользуется устройство терморегули-
рования не только ПФ, но и обрезного
штампа, которое содержит как узлы
охлаждения, так и обогрева. В ком-
плексе предусмотрены пульты 23 и
шкафы 32 управления, включающие
блоки оптико-акустических сигналов
неисправностей с автоматическим пре-
рыванием цикла при возникновении
неполадок.
Другой автоматизированный ком-
плекс предназначен для загрузки ар-
мируемых гильз при литье под давле-
нием блоков цилиндров двигателей
внутреннего сгорания автомобилей и
мотоциклов. Арматура заливается алю-
миниевым сплавом на машине с холод-
ной камерой прессования. Рабочий
орган загрузочного устройства ма-
шины совершает возвратно-поступа-
тельное движение.
Каретка (рис. 9) периодически вво-
дится в разъем полуформ, устанавли-
ваемых на "машину литья под давле-
нием. Одновременно захватывается
шесть армируемых гильз. Шарнирно-
рычажное передающее устройство
снабжено гидроприводом. Перед
загрузкой в пресс-форму арматура
предварительно подогревается в спе-
циальной печи (на рисунке не пока-
зана). Армируемые гильзы уклады-
ваются на стержень подвижной части
формы, которая связана с неподвижной
полуформой. Два рабочих органа за-
грузочного устройства укладывают
арматуру одновременно во все гнезда
пресс-формы.
В подогревательной печи имеются
две проходные камеры с толкателями.
В эти камеры загружают арматуру для
подогрева. Устройство, с помощью
которого загружают арматуру, снаб-
жено группой узлов, обеспечивающих
захват арматуры, ее фиксацию, транс-
портирование и укладку на стержни
пресс-формы. Механизация и авто-
матизация операций укладки арма-
туры позволяют повысить производи-
тельность машины и улучшить условия
труда. Использование предвари-
тельно подогретой арматуры улучшает
Список литературы
715
сцепление ее с заливаемым сплавом.
На Минском моторном заводе вне-
дрен процесс, в котором совмещены
литье отливки и ее обрезка. Устанав-
ливаемая арматура представляет собой
трубку с двумя залитыми наконечни-
ками. Обрезной пресс стоит рядом
с машиной ЛПД.
Специальные машины предназначены
для получения АО определенной но-
менклатуры, например машины для
заливки роторов и статоров. Внедрены
в производство и другие специальные
машины, например для ЛПД баланси-
ровочных грузов, узловой сборки по-
лучения шарнирных узлов.
К специальным относятся машины
для получения АО типа роторов и ста-
торов. Ниже перечисляется номен-
клатура разработанных и внедренных
специальных машин ЛПД для АО
типа роторов и статоров.
На МПО «Точметмаш» разработаны
автоматизированные комплексы:
РЭ711А08 для литья под давлением
роторов электродвигателей с высотой
оси вращения 100—112 мм;
СЭ711Б08 для литья под давлением
роторов электродвигателей с высотой
оси вращения 50—80 мм;
СЭ711Б09 для литья под давлением
станин электродвигателей с высотой
оси вращения 90 мм.
В ПО «Сиблитмаш» разработаны
автоматизированные комплексы:
А71111М для изготовления методом
литья под давлением отливок станин
электродвигателей с высотой оси вра-
щения 100—112 мм;
А71111В для заливки под давлением
роторов электродвигателей с высотой
оси вращения 160 и 180 мм.
Повышенной надежностью при
эксплуатации отличается машина 2ЛН
для роторов. Опытно-промышленный
комплекс Л1Р-180 средств механиза-
ции применяют совместно с машиной
ЛПД А711А08 (ВНИИТэлектромаш).
Технологические режимы процессов
при работе на машинах отличаются от
обычных следующим:
при повышенных требованиях к АО
арматуру подогревают: для алюмини-
евых сплавов до 200—250 °C, > для
цинковых до 150—200 °C;
температуру заливаемого сплава
в печи рекомендуется повысить, вы-
бирая верхний предел допустимых по
инструкции значений;
повышаются требования к выбору
режимов ЛПД и их стабилизации;
необходимо обеспечить чистоту
вкладышей на всех этапах процесса;
для транспортирования отливок
в ряде случаев необходима специаль-
ная тара, исключающая возможность
повреждения вкладышей;
резко повышаются требования
к технике безопасности (необходимы
дополнительные меры по устранению
самопроизвольного закрытия ПФ).
Список литературы
1. Заславский М. Л., Антонов В. В.
Автоматизированные и программируе-
мые комплексы литья под давлением.
М.: НИИмаш, 1982. 55 с.
2. Заславский М. Л., Герчи-
ков В, И. Исследование процесса ар-
мирования и расчет машин на ЭВМ.
Новосибирск, 1973. 144 с.
3. Заславский М. Л., Крейцер А. А»,
Малюк А. И. Совершенствование обо-
рудования для литья под давлением.
М.: ВНИИТЭРМ, 1985. 56 с.
4. Заславский М. Л. Литье под
давлением армированных отливок//
Литейное производство. 1983. № 2.
С. 9—10.
5. Заславский М. Л. Производство
армированных и биметаллических от-
ливок//Итоги науки и техники. М.:
ВИНИТИ, 1979.
6. Майоров В. И., Мандрик А. А.
Литье под давлением штуцеров
ТЭНов//Литейное производство. 1980.
№ 6. С. 30.
7. Neuer DruckguBverfahren//LWF.
1985. 80. Nil. S. 524.
8. La fonderie et la bicyclette
font bon meinage//Hommeset fonderie.
1986. N 161. P. 35.
9. Druckgieflanlage fur Kipphebet//
Werk statt und Betr. 1982. 115. N 1.
S. 59—60.
10. Foundry Trade J. 1984. 156.
N 3283. P. 333—334, 336—337, 340.
11. Schweizer Maschinenmarkt.
9403. Goldach. N 20. 1980. S. 33.
12. Transact SDCE 14-th 3nt. Die
Casting Congr. and Expo. Toronto,
May 11—14, 1987//River Grove. P. 100.
Приложение
ЖИДКАЯ СТАЛЬ В ЛИТЕЙНОМ ПРОИЗВОДСТВЕ
Необходимость получения каче-
ственной жидкой стали в литейном
производстве обусловлена ужесточе-
нием требований к эксплуатационным
характеристикам литых деталей ма-
шин, так как улучшение свойств отли-
вок путем оптимизации легирования
металла и режимов термообработки
не всегда может быть обеспечено при
использовании стали массового произ-
водства, содержащей чрезмерно высо-
кое количество вредных приме-
сей.
Сера, фосфор, газы (водород, азот
и кислород) и Другие вредные примеси
поступают в сталь различными пу-
тями — из исходного сырья (руды,
кокса, лома, легирующих и шлако-
образующих материалов), печной атмо-
сферы (продуктов горения топлива
и воздуха), огнеупорных материалов
(футеровки сталеплавильных агрега-
тов, ковшей и др.). Содержание при-
месей в стали зависит в основном от
способа ее выплавки и последующей
обработки.
Сера — один из наиболее сильно
ликвирующих элементов. Она не-
растворима в а- и у-железе и присут-
ствует в различных соединениях (суль-
фидах). При затвердевании стали сера
образует с железом соединение FeS,
которое входит в состав легкоплавкой
эвтектики, выделяющейся по гра-
ницам зерен металла. Ввод в сталь,
например, марганца способствует
замещению им железа в составе суль-
фидов, и эти новые сульфиды имеют
более высокую температуру плавле-
ния (1620 °C) по сравнению с темпера-
турой плавления FeS (1190 °C) [9].
Отрицате льное влияние серы на ка-
чество стали принято связывать в пер-
вую очередь с хрупкостью в горячем
состоянии — красноломкостью. Обра-
зование кристаллизационных трещин
в отливках и сварных швах, охрупчи-
вание металла в околошовной зоне
при сварке зависит от состава, формы,
количества и распределения сульфид-
ных включений и, следовательно, от
содержания серы в стали.
С повышением содержания серы со-
противление разрушению стали сни-
жается.
Так, например, сера снижает удар-
ную вязкость (в результате сниже-
ния работы при распространении тре-
щины) и верхнюю границу предела
перехода в хрупкое состояние, но не
изменяет положения нижней границы.
Незначительно изменяя показатели
статической" прочности, содержание
серы сильно влияет на сопротивление
металла динамическому разрушению,
т. е. уменьшает эксплуатационную
надежность материала [3, 4, 15].
Существенно влияние серы на свой-
ства, например, жаропрочных сталей
и сплавов. Длительная прочность их
при температуре 20 °C почти не зави-
сит от содержания серы. Однако жаро-
прочные свойства очень чувствительны
к наличию даже небольшого количе-
ства вредных примесей [9].
При снижении содержания серы
и вводе модификаторов в жидкий
металл вокруг зерен не образуются
сплошные оторочки сульфида железа.
Сера выделяется в виде менее вредных
обособленных включений.
Основные источники поступления
серы в сталь — шихта (чугун, кокс,
ферросплавы) и печные газы (в марте-
новских печах — продукт горения
топлива SO2).
В основе вредного влияния фосфора
лежат два его свойства [2]:
значительное расширение двухфаз-
ной области между линиями ликвидуса
и солидуса, благодаря чему при за-
твердевании расплава возникает си ль-
Жидкая сталь в литейном производстве
717
ная первичная ликвация, а также
значительное сужение у-области, что
облегчает развитие сегрегации и в твер-
дом состоянии;
малая скорость диффузии фосфора
в а- и у-твердых растворах, вследствие
чего образовавшаяся сегрегация
плохо перераспределяется.
Наличие фосфора особенно сильно
сказывается на механических свой-
ствах стали в области низких темпе-
ратур (явление хладноломкости).
Фосфор уменьшает работу распростра-
нения трещины и сопротивление ме-
талла хрупкому разрушению. Не-
гативное влияние этого элемента тем
сильнее, чем выше прочность стали.
В состоянии отпускной хрупкости фос-
фор оказывает еще большее отрица-
тельное воздействие на порог хладно-
ломкости. Фосфор не ухудшает свойств
коррозионно-стойких и жаростойких
(хромоникелевых) сталей. Однако
аустенитные безникелевые стали
(Г 13), как и высокопрочные, при по-
вышенной загрязненности фосфором
малопригодны для эксплуатации при
низких температурах [4, 9].
Фосфор поступает в расплав с же-
лезной и марганцевой рудами, топли-
вом, флюсами и ферросплавами. Отри-
цательное влияние на качество литого
металла оказывают и газы.
Водород способствует образованию
пористости, возникновению и раз-
витию трещин. Наиболее существен-
ным дефектом стальных изделий счи-
тают флокены. Водород значительно
ухудшает физические свойства и изме-
няет поведение стали при эксплуата-
ции. В частности, резко снижаются
пластичность, длительная прочность
и выносливость металла. Возможно
внезапное хрупкое разрушение дли-
тельно нагружаемых конструкций [9].
Взаимодействие азота с дефектами
кристаллической решетки приводит
к повышению пределов текучести и
прочности, твердости, понижению
пластических свойств стали при стати-
ческих испытаниях и критической тем-
пературы хрупкого разрушения при
испытании на удар. Стойкие нитриды
некоторых элементов (алюминия,
титана, ванадия и др.) предотвращают
старение металла, способствуют
измельчению его структуры и повы-
шают начальную температуру роста
зерна при нагреве.
Наряду с этим азот понижает со-
противляемость межкристаллитной
коррозии под напряжением и магнит-
ную проницаемость, способствует
росту электрического сопротивления
металла и ухудшает способность к за-
калке.
Растворимость кислорода в твердом
железе очень мала, поэтому он и на-
ходится в стали преимущественно в со-
ставе оксидов. В зависимости от мор-
фологии и топографии оксидов влияние
кислорода на свойства стали выра-
жается в анизотропии и ухудшении
механических свойств металла (осо-
бенно ударной вязкости), склонности
к старению, снижении усталостной
прочности, контактной выносливости,
жаропрочности, коррозионной стойко-
сти, магнитных свойств, увеличении
электросопротивления.
Газы поступают в металл из атмо-
сферы печи, шихты (лома, ферро-
сплавов, шлакообразующих веществ
и т. д.) и огнеупорных материалов.
Вредное действие примесей цветных
металлов обычно отождествляется
с влиянием серы. Низкая температура
плавления примесей и образование
легкоплавких эвтектик обусловли-
вают выделение их при затвердевании
стали преимущественно по границам
зерен металла. Это прежде всего ска-
зывается на свойствах сталей и сплавов
при высоких температурах.
Металлы (цинк, свинец, олово, вис-
мут, кадмий и сурьма) и металлоиды
(селен и мышьяк) поступают в сталь
в основном из руды и металлолома.
Поэтому содержание примесей цветных
металлов в стали в большей мере за-
висит не от способа ее выплавки, а от
качества исходной шихты [9].
Основной задачей металлурга-
литейщика является получение здо-
ровой качественной отливки. Решение
этой задачи, с одной стороны, зависит
от тщательности подготовки формы,
с другой стороны, от обеспечения
необходимого качества заливаемого
в эту форму металла. Достичь высокой
степени чистоты жидкой стали в основ-
ном сталеплавильном агрегате за-
частую не представляется возможным
[4, 6, 8, 9, 13]. Поэтому в большой
718
ЖИДКАЯ СТАЛЬ В ЛИТЕЙНОМ ПРОИЗВОДСТВЕ
металлургии, а в последнее время
и в литейном производстве нашли
применение различные методы обра-
ботки стали в ковше после ее расплав-
ления в сталеплавильном агрегате.
Ковшевая металлургия решает,
в первую очередь, следующие за-
дачи [7, 6]:
повышение чистоты стали по оксид-
ным включениям в результате глубо-
кого понижения содержания раство-
ренного в стали кислорода при рас-
кислении углеродом в вакууме; связы-
вание растворенного кислорода при
взаимодействии с равномерно распре-
деленными в объеме металла раскисли-
телями, вводимыми в такой последо-
вательности, ’ чтобы образовались хо-
рошо удаляющиеся продукты рас-
кисления. Если эти продукты остаются
в стали, то их влияние на свойства
металла менее отрицательно; облегче-
ние коагуляции и удаления оксидов
созданием интенсивных турбулентных
потоков в расплаве;
снижение содержания в стали водо-
рода до пределов, делающих ее не-
флокено-чу ветви тельной; это дости-
гается вакуумированием с проведе-
нием мероприятий, способствующих
усилению массообмена между металлом
и газовой фазой;
производство стали с низким со-
держанием углерода; такая технология
основывается на окислении углерода
в вакууме как без дополнительного
подвода кислорода, так и с дополни-
тельной продувкой металла кислоро-
дом; этому же способствует продувка
при атмосферном давлении расплавлен-
ной стали в конвертере смесями аргона
и кислорода или водяного пара и кис-
лорода;
производство стали с суженными
пределами содержания элементов
для стандартизации свойств стали раз-
личных плавок, а также для экономии
легирующих элементов и раскислите-
лей; это становится возможным при
присадке легирующих элементов
и раскислителей во взвешенный после
выпуска металл и тщательном его
перемешивании; наиболее целесооб-
разно присадку проводить в конце
вакуумной обработки и под вакуумом,
чтобы существенно уменьшить угар
Влементов;
достижение однородности металла
по температуре во всем объеме ковша
благодаря хорошему перемешиванию;
дополнительный подогрев металла
(электродуговой или индукционный),
осуществляемый при пониженном или
атмосферном давлении для компенса-
ции тепловых потерь за время вне-
печной обработки;
достижение низких концентраций
серы в стали; это осуществляется
вдуванием в металл, находящийся
в ковше, карбида кальция, силико-
кальция или сплава магний —кальций
и шлакообразующих смесей на основе
извести при предварительном наведе-
нии покровного шлака; хороший эф-
фект получают в том случае, когда
активность кислорода в металле и
покровном шлаке очень низка; кроме
того, низкое содержание серы в стали
можно получить, если металл покрыть
достаточным количеством известко-
вого шлака с низким содержанием
оксидов железа и осуществить интен-
сивное перемешивание этих двух фаз;
повышение производительности ста-
леплавильных агрегатов в результате
сведении их функций только к полу-
чению железоуглеродистого расплава.
Однако нет такого процесса вне-
печной обработки, который оказался
бы пригодным для решения всех пере-
численных задач и одновременно обес-
печил бы высокий экономический ре-
зультат. Поэтому технолог должен
проанализировать и оценить, какие
задачи в конкретных условиях произ-
водства необходимо решить для по-
вышения качества стали и какие за-
траты на повышение качества окупят-
ся, чтобы выбрать наиболее подходя-
щий способ внепечной обработки стали
(табл. 1, рис. 1).
Так, например, для проведения:
углеродного раскисления и сниже-
ния содержания неметаллических
включений целесообразно применять
DH- и RH-процессы, вакуумирование
в струе или ковше, агрегаты типа
ASEA, VAD и др.;
глубокого обезуглероживания —-
DH- и RH-процессы, агрегаты типа
VOD, VODC, AOD, CLU и др.;
глубокой дегазации — BV-, DH-
и RH-процессы и др., агрегаты с ва-
куумной системой;
1. Основные процессы внепечной обработки стали
Название процесса (технологии) Суть процесса (технологии)
сокращенное полное
ABS Aluminium Bullet Shooting (стрельба алюминиевыми «пулями») Раскисление (модифицирование) металла в ковше «стрельбой» капсулами («пулями») из алюминия (ABS) или кальцийсодер- жащих материалов (SCAT)
SCAT Sumitomo Calcium Treatment (обработка кальцием фирмы «Суми- томо» (Япония)
AFFHIVAL Affinage Vallourec [по названию фирмы (Франция) ] Модифицирование металла в ковше введением материала с по- мощью порошковой проволоки
AIS Argon Induction Stirring (аргоноиндукционное перемешивание) Индукционное перемешивание металла в ковше совместно с про- дувкой аргоном через донные фурмы (организация встречных потоков)
РМ Pulsation Mixing (пульсационное перемешивание) Пульсационное перемешивание металла в ковше при периоди- ческом изменении давления инертного газа в футерованной тру- бе, погруженной в расплав
PI Powder Injection (продувка порошками) Продувка металла в ковше порошками (PI) и, в частности, каль- цийсодержащими материалами (TN, САВ)
TN Thyssen Niederrhein [по названию фирмы (ФРГ)1
CAB Calcium Argon Blowing । (вдувание аргоном кальция)
AOD Argon Oxygen Decarburization (аргонокислородное обезуглерожива- ние) Глубокое обезуглероживание металла в конвертере продув- кой аргонокислородной смесью
Жидкая сталь в литейном производстве
Продолжение табл. 1
Название процесса (технологии)
сокращенное полное Суть процесса (технологии)
CLU Creusot—Loire Uddeholm [по названию фирм (Франция, Швеция) ] Глубокое обезуглероживание металла в конвертере продув- кой парокислородной смеси
BV Bochumer Verein [по названию фирмы (ФРГ) ] Вакуумирование металла в струе при заполнении изложницы
DH Dortmund—Hordes [по названию фирмы (ФРГ)] Агрегат для вакуумирования металла порциями (в ковше)
RH RH-OB RH-IJ Rheinstahl Heraeus [по названию фирмы (ФРГ)] RH-Охуgen Blowing (RH-кислородная продувка) RH-Injection (RH-продувка) Вакууммирование металла в процессе циркуляции через ка- меру (RH) с кислородной продувкой (RH—ОВ) для глубокого обезуглероживания или продувкой порошками (RH—IJ)
VOH Vacuum Oxygen Heating (вакуумно-кислородный нагрев) вакуумная обработка, сопровождающаяся нагревом металла за счет протекания экзотермических реакций в процессе кисло- родной продувки
VOD VODC Vacuum Oxygen Decarburization (вакуумно- кислородное обезуглеро- живание) VOD-Converter (VOD-конвертер) Глубокое обезуглероживание металла в вакууме в установке ковшевого типа (VOD) или конвертере (VODC) путем продувки кислородом
ASEA-SKF i По названию фирмы, Швеция Вакуумирование и продувка металла инертным газом в соче- тании с применением установки промежуточного электродуго- вого нагрева
720 ЖИДКАЯ СТАЛЬ В ЛИТЕЙНОМ ПРОИЗВОДСТВЕ
Жидкая сталь в литейном производстве
721
Ж =Ж
Ж ж
И ж
(D о
ч (D
№ Ж
ж
Ч ч
о ж
3 ж ж
О СХ ж
Ж ж (V О) ж н о
я ж о
ж ж
л ж о
S S о ж о ч ж 3 ж
х о ж ж о ж
ч о в сх ж СХ ж н ж
ьг ж ж
ГЧ о 3 3 ж
pH о ж
со ж и ни о ж
то ж ж ж
о ж н
о о 3 о О
tf о 3 ж ж 3
(X ж о ж
к СХ СХ
J3 н О) НН нЧ о ж ж ж
Ж сх
о ж ч ч о ж ж ж
ч ж
ж ЭЖ
н 0^ о
О) ж ж
3 3 о
ж
ж ж ж ч о
ж сх •
ч н
о СХ С ж ч ж ж ж ч О)
Название процесса (технологии) полное По названию фирмы Finkl and Sons (США) Ladle Furnace (ковш-печь) Ladle Refining Furnace (ковш-рафинированная печь) Vacuum Arc Degassing (вакуумно-дуговая дегазация) Nippon Kokan-Arc Process I [дуговой процесс фирмы «Ниппон Кокан» (Япония)]
сокращенное Finkl LF LRF VAD NK-AP
глубокой десульфурации — про-
дувку порошками ЩЗМ и их соеди-
нений, процессы TN, САВ и др.,
обработку шлаком в ковше, агрегаты
типа VAD, ASEA, ковш-печь и др.;
легирования в ковше — все комби-
нированные процессы и агрегаты типа
VAD, ASEA, Finkl, NK—АР и др.;
усреднения состава и температуры
металла — продувку аргоном, про-
цессы PM, AIS и др.;
контроля температуры — агрегаты,
имеющие оборудование для нагрева
металла, это опять же ASEA, VAD,
ковш-печь или VOH-процесс и др.
Практика использования этих тех-
нологий показывает, что сегодня уже
имеются реальные возможности произ-
водства жидкой стали высокой чи-
стоты [10]. Например, сочетание тех-
нологии шлакового рафинирования
с кислородной продувкой в процессе
вакуумной обработки в установке типа
RH позволяет производить сталь с со-
держанием, % (мае. доля): S 0,0005—
0,0017; Р 0,0005—0,0013; С 0,0003—
0,0019, а также 0,3—1,5 см3/100 г
Н2 [11].
При разработке технологии получе-
ния жидкого металла и выборе необ-
ходимых для этого агрегатов можно
руководствоваться данными, при-
веденными в табл. 2 и 3.
Обработку жидкой стали осуще-
ствляют как в специальных агрегатах
(конвертерах, установках порцион-
ного и циркуляционного вакуумирова-
ния и т. д.), так и в ковше, который
чаще всего используют как емкость
для передачи жидкой стали от пла-
вильного агрегата к месту разливки,
но он может быть использован и
для дегазации, раскисления, десуль-
фурации, легирования, обезуглеро-
живания стали и т. п. При этом суще-
ственно сокращается продолжитель-
ность процесса плавки в самом стале-
плавильном агрегате при одновремен-
ном повышении качества жидкого ме-
талла.
Таким образом, обработку металла
можно проводить 18]:
в сталеразливочном ковше: с футе-
ровкой из шамота и вертикальным
стопором; с футеровкой из основных
или высокоглиноземистых высоко-
огнеупорны® материалов и затвором
722
ЖИДКАЯ СТАЛЬ В ЛИТЕЙНОМ ПРОИЗВОДСТВЕ
Рис. 1. Схемы процесса внепечной обработки жидкой стали:
а — рафинирование жидким шлаком; б — продувка аргоном в ковше; в — продувка
в ковше газопорошковыми смесями; г — вакуумирование в ковше; д — то же с электро-
магнитным перемешиванием; е — то же с перемешиванием аргоном; ж — вакуумирование
в струе при отливке слитка; з — то же при переливе из ковша в ковш; и — порцион-
ное вакуумирование в установке типа £>Н; к — циркуляционное вакуумирование в ус-
тановке типа RH; л — установка типа ковш-печь
шиберного типа; снабженном крыш-
кой; оборудованном устройством для
вдувания газа или газопорошковой
смеси снизу, через смонтированные
в днище устройства;
в агрегате типа: ковш-печь с крыш-
кой-сводом, через который опущены
электроды, нагревающие металл в Про-
цессе его обработки;
в конвертере с продувкой металла
кислородом, аргоном, паром и т. д.
Приведем несколько конкретных
примеров производства жидкой стали
высокого качества в литейном произ-
водстве.
Рафинирование стали в ковшах ма-
лой емкости (что зачастую необходимо
для производства стали) характери-
зуется значительными тепловыми
потерями и вместе с тем весьма высокой
интенсивностью протекания химиче-
ских реакций.
В каждом конкретном случае пред-
приятие решает, какого качества жид-
кую сталь необходимо получить.
Так, например, на заводе фирмы
«Сумитомо дэнки Коге» (Койятите,
Япония) разработана технология рафи-
нирования стали в ковше вместимо-
стью 30 т, названная СЭИ-процессом
[SEI — перемешивание (Stirring), ва-
куумирование (exhausting), продувка
порошками (injection)] [14]. Предусмо-
трены газовое перемешивание под сло-
ем шлака в условиях вакуума и про-
дувка порошкообразными матери-
2. Способы десульфурации стали [6]
Параметр процесса Сталеплавильный процесс Обработка струи стали шлаками Вдувание порошко- образных мате- риалов Электромагнитные способы
кислородно- конвертер- ный подовый с одним шлаком электроста- леплавиль- ный с дву- мя шлаками AOD Процесс ASEA- SKF Применение противоточ- ного желоба
жидкими твер- дыми
Процесс
САВ MW
Десульфуратор
Степень десульфура-
ции, %
Сложность процесса
СаО СаО + CaF2 СаО+ А12О3 СаО +
Ч- CaF2
30—50 80 95 40—60 45—70
Прос гой * Прос гой
Обычная
Технологичный процесс
Необходим пнев-
монагнетатель
РЗМ
60—90
Трех-
ступен-
чатый
Футеровка ковша
Технологичность про-
цесса
Дополнительные за-
траты времени на де-
сульфурацию, мин
Расход десульфура-
тора, кг на 1 т ме-
талла
Способ перемешива-
ния
Капитальные затраты
на установку
Затраты на 2-й ковш
50—60 40—601 20—40 35
— Арго-
ном
Высокие
Средние
Отсут-
ствуют
♦ Средней сложности.
двухступенчатый.
Основная
8—20
1—2 3—5
Аргоном
Низкие
Имеются
CaO+CaF2
90
Необходим
электро-
магнитный
желоб
Обычная
Нетехноло-
гичный
процесс
Нет
1—2,5 5—10
Электротоком
Высо- Средние
кие
Отсутствуют
Жидкая сталь в литейном производстве
724
ЖИДКАЯ СТАЛЬ В ЛИТЕЙНОМ ПРОИЗВОДСТВЕ
СЧ
Продолжение табл.
Электромагнитные способы Применение противоточ- ного желоба
Процесс ASED- SK.F
Вдувание порошко- образных мате- риалов Процесс CAB MW
Е-
О)
X
о
ю
s - я твер ДЫМЕ
о
я
Я ч
ga
О S
\О S я Ч о. я S S
о ° л нм
Сталеплавильный процесс AOD
HWBMBirm ни -Xa'tf э щчн -qirHSBirnair -BX3OdXM9ir€
woMBirm мин!/© э giqao'tfou
«ин -daxdaaHOM -OH'tfodOITDHM
я
и
<и
1 да <и • •
03 со и я 03 3 Я СХ да и <Х>
S к
<х> X S да
3 X (V X
ж н
ж СХ X _
ч О) н ж Ф X 6Г> ж ё § х х н О
и ч о к о 3 н 03 Е- X £ о° я 3 да Я „ сх х 3 х <р § сх о Я >_( [>-> о С ь я
н
X
(V
О
ф
S
я
я
злами. При минимальной глубине ва-
куума, равной 10,1 кПа, интенсивность
перемешивания при продувке аргоном
в 3 раза выше, чем при атмосферном
давлении (за 5—6 мин обработки
температура снижается на 40 °C).
Шведская фирма ASEA Metallurgy
(АСЕА Металл у рджи) разработала но-
вую технологию и оборудование для
индукционной плавки и нагрева ме-
талла, получившую название ASEA
Calidus (АСЕА Калиду с) . [17]. Для
стенки тигель-ковша использован
композиционный материал, который
не нагревается в электромагнитном
поле. Это позволило установку «Кали-
ду с» сделать из двух частей: стаци-
онарного индуктора и переносного
тигель-ковша (рис. 2).
Индуктор можно устанавливать
в том месте технологической линии,
где необходим подогрев или выдержка
металла. Устраняется операция за-
ливки металла из печи в ковш: после
плавки или выдержки тигель-ковш
выводят из индуктора вверх и транс-
портируют его на участок разливки.
Если на тигель-ковш установить крыш-
ку, то в нем можно проводить ваку-
умирование расплава
При обработке металла в тигель-
ковше «Калидус» в течение получаса
содержание серы в металле снижается,
например, с 0,020 до 0,005%, кисло-
рода — с 0,01 до 0,002%.
На заводе фирмы ASEA в Швеции
работает установка «Калидус», осна-
щенная тигель-ковшом вместимостью
25 т.
Применение установки такого типа
дает возможность повысить производи-
тельность и гибкость процесса, опти-
мизировать температуру и состав ме-
талла, обеспечить высокие воспроиз-
водимость и качество литья, снизить
энергоемкость и производственные
затраты.
Использование этой установки мож-
но рекомендовать при порционном
литье. А при эксплуатации нескольких
тигель-ковшей (даже при одном индук-
торе) можно избежать загрязнения
металла материалом других плавок,
а также устранить потери времени на
замену футеровки.
Расплав для литья подготовляют
в агрегатах ковшового типа. Получили
Жидкая сталь в литейном производстве
in
Ковш.
I
Рис. 2. Схема установки «Калидуо:
/ — стальное кольцо с цапфами; 2 — ком-
позиционный слой; 3 - огнеупорная фу-
теровка; 4 — стальное днище; 5 — ста-
ционарный индуктор
TZZZZZZZZZZZZZZZZ^ZZZn
□
□
□
□
vzzttzzzzzzxzzzzzzzz
EJ
EJ
El
□
в
EJ
□
□
□
s
распространение и установки, прин-
цип работы которых основан на исполь-
зовании преимуществ конвертерного
процесса.
Так, например, для фасонно-литей-
ных цехов фирмой Mannesmann-Demag
Hiittentechnik (Маннесман-Демаг
Хюттентехник, ФРГ) разработан
процесс, названный МРП (MRP-Metal
Refinig Process — процесс рафиниро-
вания металла) [18]. Процесс рафини-
рования расплава осуществляется
в реакторе, представляющем собой кон-
вертер донного дутья вместимостью
5—130 т (рис. 3).
В качестве технологических газов,
вдуваемых через донные фурмы, при-
меняют кислород, азот и аргон; за-
щитную роль выполняют азот и аргон,
которые подают через щелевой зазор.
Особенностью технологического
процесса в реакторе МРП является
высокая интенсивность продувки,
достигающая 2 м3/(мин-т). Благодаря
интенсивному перемешиванию акти-
визируются все обменные реакции.
В сравнимых условиях (для ванны
вместимостью, например, 8 т) усред-
нение состава и температуры металла
длится всего 12—14 с, а при обычном
аргонном перемешивании в ковше —
около 230 с.
Удаление фосфора практически за-
вершается в течение нескольких минут,
и обычно коэффициент дефосфорации
находится в пределах 300—700. При
этом обеспечивается удаление газа
до его содержания, % (мае. доля):
азота до 0,004, водорода до 0,0002
и кислорода до 0,0030. Десульфур-ацию
ведут на обновленном шлаке при
активном перемешивании ванны ар-
гоном. Содержание серы может быть
снижено до 0,0005%.
В реакторе МРП можно получать
стали различных марок, в том числе
углеродистые, высокопрочные, ин-
струментальные, штамповые с содер-
жанием до 10% хрома; высоколегиро-
ванные на основе марганца, хрома,
хрома и никеля, никеля; износо-, кор-
розионно и окалиностойкие.
В металлургии эксплуатируют агре-
гат типа VODC-конвертера с вакуумной
крышкой. Он является прообразом
агрегата VARP, работающего в стале-
литейном цехе завода Фридрих Виль-
гельмсхютте фирмы Тиссен Гус (Мюль-
гейм, ФРГ). Цех этот производит
ежемесячно 800 т стальных отливок
в виде товарной продукции 112].
726
ЖИДКАЯ СТАЛЬ В ЛИТЕЙНОМ ПРОИЗВОДСТВЕ
3. Содержание кислорода, водорода и азота в стали
после вакуумирования различными способами [13]
Способ вакуумирования [о], % (мае. доля) [Н], см’/ЮО г [N ], % (мае. доля)
В ковше: нераскисленной стали: углеродистой 0,0005 — 0,005 1,0 —3,0 (50 — 70) 0,003 — 0,005
низкоуглеродистой (50 — 83) 0,003 — 0,01 1,0 —3,0 (60) (5-10) 0,004 — 0,008
с продувкой инерт- (70-85) 0,001 —0,005 1,0 —2,5 (50 — 60) (5-15) 0,003 — 0,007
ным газом (40—60) (10 — 15)
с электромагнитным 0,002 — 0,005 1,5 —3,0 (50 — 60) 0,003 — 0,006
перемешиванием (50—60) (15 — 25)
Дегазация в струе при разливке, пере- 0,002 — 0,0065 1 —2,5 (30 — 70) 0,003 — 0,007
ливе из ковша в (30 — 70) (4-15)
ковш и выпуске плавки из печи Порционный (DH) 0,002 — 0,005 1—3 (30 — 50) 0,003 — 0,007
Циркуляционный (RH) (30 — 70) 0,002 — 0,005 1—2,5 (40 — 60) (10 — 25) 0,003 — 0,006
В вакуумном конверте- (50 — 80) 0,006 — 0,008 1,5 — 3 (40 — 70) (10 — 25) 0,016 (50)
ре (высокохромистой (60 — 80)
стали)
Примечание. В скобках — снижение содержания элемента по отношению к ис-
ходному количеству, %.
Фгзбо
Рис. 3. Схема агрегата для проведения
процесса МРП:
А — аргон
Конвертер VARP работает в ком-
плексе с 10-тонной дуговой печью,
используемой для предварительного
плавления металла. Использование его
в технологическом цикле позволяет
решать следующие задачи:
обеспечивать минимальное содер-
жание серы и газов (кислорода, азота
и водорода) в жидкой стали;
обеспечивать узкие пределы хими-
ческого состава и регулирование тем-
пературы в пределах ±10 °C при ма-
ксимальной температура металла на
выпуске 1680 °C;
выпускать металл из конвертера в не-
сколько ковшей с получением разных
марок стали одного класса легиро-
вания;
I
Жидкая сталь в литейном производстве 727
4. Анализ проб, взятых из ковша, при вакуумном
рафинировании стали в конвертере VARP
Содержание в пробе, % (мае. доля) Стали
нелегированные легированные коррозионно- стойкие
О2.10"4
Н2.10-4
N2
S
До 4
» 2
0,003—0,005
До 0,003
До 5
» 2
0,004—0,006
До 0,003
0,006- 0,010
л,о 0,003
обеспечивать металлургическую об-
работку в конвертере плавок массой
5—14 т.
В дуговой печи при выплавке полу-
продукта осуществляют дефосфора-
цию и получение заданного содержа-
ния углерода. Проводимый в конвер-
тере VARP технологический процесс
обеспечивает полное раскисление,
хорошую десульфурацию и интенсив-
ное удаление газов (табл. 4). Воз-
можно проведение в нем и дефосфо-
рации, но металлургически это не
оправдано. Обезуглероживание в кон-
вертере обычно проводится только при
выплавке коррозионно-стойких, кисло-
тоупорных и износостойких марок
стали.
, Применение технологии VARP поз-
воляет получать отливки из мартен-
ситных легированных сталей на-
пример X5CrNil3,4, с высокими вяз-
костными характеристиками. Это
позволяет использовать эти стали
для высокопрочных, динамически на-
гружаемых деталей (ударная вязкость
металла отливок с толщиной стенки
до 300 мм с применением VARP увели-
чилась с 60 до 100 и с 20 до 55 Дж/см2
при —105 °C при пределе текучести
520—580 МПа, временном сопротивле-
нии 720—760 МПа и относительном
удлинении 15%.
Такая или подобная ей технология
с дуплекс-процессом дуговая печь —
конвертер предусматривает использо-
вание всего возвратного скрапа (в ших-
те при ведении плавки в дуговой
печи), что весьма существенно для
литейного производства.
Агрегат AOD садкой в одну тонну
установлен на заводе фирмы HJKA
в г. Шривпорт (Луизиана, США).
С его помощью получают высококаче-
ственные отливки из коррозионно-
стойкой стали [16].
В г. Байантри (США, Массачусетс)
на литейном заводе фирмы Волластон
Эллойс установлены два подвижных
агрегата AOD. Каждый из агрегатов
рассчитан на садку массой 2 т. В этом
случае агрегат AOD перемещаемся по
рельсам между двумя индукционными
печами. После заливки полупродукта
конвертер возвращается на пост AOD,
где и проводится обезуглероживание,
десульфурация, дегазация, раскис-
ление, наведение шлака и делегирова-
ние металла [16].
В отечественной промышленности
в ряде сталелитейных цехов электро-
плавка переведена на дуплекс-процесс
электропечь — конвертер для газо-
кислородного рафинирования метал-
лического расплава. Плавильные отде-
ления, оснащенные индукционными
печами, оборудуют плазменными уста-
новками. Это позволит расширить про-
изводство азотсодержащих сталей без
использования азотированного ферро-
хрома [5].
Широкие возможности в производ-
стве высококачественного литья
открывает электрошлаковая техно-
логия — электрошлаковое литье,
электрошлаковое кокильное литье,
центробежное электрошлаковое литье.
Разработан целый ряд методов внеш-
них воздействий на жидкий и кристал-
лизующийся металл. Однако не-
удовлетворительная по качеству жид-
кая сталь обусловливает низкое каче-
ство металла в отливках и, в частности,
низкие механические свойства металла
при любом типе первичной структуры.
Поэтому возникает необходимость в
728
ЖИДКАЯ СТАЛЬ В ЛИТЕЙНОМ ПРОИЗВОДСТВЕ
длительной и сложной термической
обработке. Наибольшие возможности
для упрощения термической обработки
появляются при получении жидкой ста-
ли достаточно высокого качества.
И действительно, длительную го-
могенизацию или дополнительную нор-
мализацию применяют для того, чтобы
устранить следы устойчивых исходных
кристаллических структур литой
стали: дендритной и грануляционной.
Устойчивость этих структур зависит
от ликвирующих примесей и веществ,
обладающих ограниченной раствори-
мостью в аустените [1]. Для суще-
ственного упрощения термической
обработки отливок необходимо пони-
жать содержание вредных примесей,
главным образом серы,фосфора и газов.
Правильный выбор металлургиче-
ских процессов производства отливок
будет способствовать также и тому, что
целью термообработки останется лишь
получение соответствующей микро-
структуры стали без следов грубой
литой структуры [1 ]. При этом можно
достичь наибольшего упрощения ре-
жима термообработки, в первую оче-
редь, сложных отливок из легирован-
ных сталей и оптимизации всего тех-
нологического цикла производства ка-
чественных отливок.
Таким образом, применение методов
внепечной обработки стали в литейном
производстве приводит, как и в черной
металлургии, к существенному повы-
шению качества металлопродукции.
Особенно важно, что технические и
технологические решения, касающи-
еся черной металлургии, могут быть
использованы и в литейном произ-
водстве.
Список литературы
1. Бутаков Д. К. Технологические
основы повышения качества легирован-
ной стали для отливок. Свердловск:
Машгиз, 1963. 192. с.
2. Гудремон Э. Специальные стали.
М.: Металлургиздат, 1960. 1638 с.
3. Гуляев А. П. Металловедение.
М.: Металлургия, 1986. 544 с.
4. Гуляев А. П. Чистая сталь.
М.: Металлургия, 1975. 184 с.
5. Жалимбетов С. Ж., Зан-
вель М. Б., Белоусов А. А. Повышение
технического уровня литейного про-
изводства химического и нефтяного
машиностроения//Литейное произ-
водство. 1987. № 9. С. 3—5.
6. Кнюпель Г. Раскисление и ва-
куумная обработка стали. М.: Ме-
таллургия, 1984. 414 с.
7. Кудрин В. А. Внепечная обра-
ботка стали//Производство чугуна и
стали. Итоги науки и техники. М.:
ВИНИТИ АН СССР, 1983. С. 150—204.
8. Кудрин В. А. Металлургия
стали. М.: Металлургия, 1981. 488 с.
9. Латаш Ю. В., Матях В. Н.
Современные способы производства
слитков особо высокого качества. Ки-
ев: Наукова думка, 1987. 336 с.
10. Медовар Б. И. Металлургия
вчера, сегодня и завтра. Киев: Нау-
кова думка, 1986. 130 с.
И. Медовар Б. И., Шукстуль-
ский Б. И., Литвинчук В. М. Совре-
менное состояние внепечной обработ-
ки стали//Электрошлаковый переплав.
Киев: Наукова думка, 1984. Вып. 8.
С. 11—68.
12. Медовар Б. И., Шукстуль-
ский Б. И., Литвинчук В. М. Внепеч-
ная обработка стали за рубежом//Бюл.
НТИ. Черная металлургия. 1985.
№ 7. С. 3—23.
13. Новак Л. М. Внепечная ва-
куумная металлургия стали. М.: Нау-
ка, 1986. 190 с.
14. Разработка и результаты внед-
рения нового процесса рафинирова-
ния стали в ковше для мини-заводов
и его влияние на качество металла/
Е. Аоки, К. Ямада, Е. Хасимото
и др.//Тэцу то хаганэ. 1985. Т. 71.
№ 12. С. 1084—1085.
15. Рудченко А. В. Влияние серы
на склонность к хрупкому разруше-
нию стали//Металловедение и терми-
ческая обработка металлов. 1969.
№ 9. С. 77—78.
16. Mini Mobile AOD Systems
Implemented//Journal of Metals.
January, 1986. V. 38. N 1. P. 8.
17. Larsson H.—L., Liebman M.
Calidus: A nev concekt for induction
heating liquid metals//Iron and Steel
Engineer. 1987. N 5. P. 33—36.
18. Wagener E., Sinha K. Construc-
tion and operation on metall refining
reactor for foundries and mini. steel
mills//Casting plant and Technology.
1985. N 4. P. 24—36.
Предметный
Армирование объемное волокнами 692
— объемное фасонных отливок компози-
ционными материалами 696, 697
— поверхности отливки тонкостенной обо-
лочкой: из листового материала 686—688;
полученной гальванопластическим формо-
ванием 688; пористой из металлических
порошков 680—-686
— поверхности фасонной отливки тонко-
стенной оболочкой 691
полостей литейных форм 699, 700
при литье под давлением — Назначе-
ние 702 — Номенклатура получаемых от-
ливок 703 — Правила конструирования
отливок 703—705
Вибрация — Влияние на кристаллическую
структуру отливки 39—-41 — Динамика
воздействия на жидкий металл 36—38 —
Типы 40, 41
Вкладыши 702, 703 — Литая сборка с от-
ливкой 710
— сменные кокилей 105
Вставки кокилей 101, 102: игольчатые 90,
104; сменные 105
Вставки кристаллизаторов водоохлаждае-
мые — Конструкция 561 — графитовые —
Износ 518, 519 — Применение 514 — При-
меры выполнения пазов и их размеры 514,
515 — Увеличение стойкости 518, 519
— металлические 519, 520
— металлические с осесмещенным вну-
тренним отверстием 520
— рабочие — Конструкция 582 — Мате-
риал 561, 582
— рабочие из меди 555
— сборных цилиндрических 553
Выбивка отливок 242
Выталкиватели: кокилей 99, 299, 300;
пресс-форм 355
Газопроницаемость: кокиля 103; порош-
ковых материалов для рабочих стенок
кокиля 105
Гарнисаж шлаковый 591 — Влияние: на
качество поверхности отливок 396; на
кристаллизацию 409 — Толщина слоя 396,
406, 409
Гели — Структура и недостатки 232
Гидролиз — Методы 232 — Получение свя-
зующих растворов из кремнийорганиче-
ского продукта этилсиликата 231, 232
Гидрофобизаторы 136, 137
Гомогенизация сплавов 445
Графит 184, 510
Дегазация: керамической облицовки 137;
ультразвуковая расплава 454, 455
Десельфурация стали — Способы 723, 724
Дефекты заготовок: из чугуна при непре-
рывном вертикальном литье 555 — 557;
при горизонтальном литье 538—540
— керамических форм 146, 147
— лент 578
— отливок, получаемых литьем: в кокиль
119—121; в облицованный кокиль 128,
129; в оболочковую форму из термореак-
тивной смолы 178, 179; под всесторонним
газовым давлением 335; под давлением
локальные 279, 281 — 283; под низким
давлением 317—319; с кристаллизацией
под давлением 359 — 361; центробежным
390, 391
— отливок экзогенные 90
поверхности 633, 634, 650, 651
" алитков из тяжелых цветных металлов
указатель
и сплавов 650—652
— структуры 634
Диффузия — Влияние: граничных барье-
ров 678; на перемешивание примесей 32,
33 — Глубина диффузионной зоны 67 —
Образование контактной зоны при арми-
ровании 689—691 — Получение компози-
ционных отливок 675
— выпрямленная 453
— при кавитационной обработке рас-
плава 453, 454
— при напылении 691
Добавки: активные 661; графитизирующие
537; модифицирующие 602; технологиче-
ские к песчано-смоляным смесям 170, 171
Дозирование металла с применением МГД-
установок 438
Дорны — Извлечение дорнов 596 — На-
значение 593
— многократного использования 612, 613
— неподвижные 611
— разъемные и с охлаждением рубашеч-
ного типа 612
— специальной конструкции 594
Жидкотекучесть: алюминиевых сплавов
для фасонных отливок (влияние ультра-
звуковой дегазации 456); бронзы 333;
стали (влияние давления) 335
Зазор газовый 58 — 60, 74
Заливка металла в кокиль — Время за-
ливки 85, 87 — Скорость заливки 85,
86 — Способы заливки 406, 409
— в кристаллизатор при непрерывном
литье цветных металлов и сплавов 638
— в металлоприемник: из ковша 530;
магнитодинамическим насосом 531
— в формы: вращающиеся 407, 408; гра-
фитовые 188, 189; керамические разъемные
135, 147, 148; многоместные 406; оболоч-
ковые 164, 165, 240 — 242; в контурных
плитах 164; стопочная 164
— многопостовая 408
— при центробежном литье — Скорость
и способ заливки 379 — Температура за-
ливаемого металла 378
— при электрошлаковом литье: в формы
с горизонтальной и вертикальной осями
вращения 396; вычерпыванием нужной
порции 397, 401, многоручьевая 397, 400;
на центробежных машинах карусельного
типа 397, 400; при повороте плавильного
тигля 393, 405; через отверстие в данной
части тигля 393
— с использованием МГД-установок: алю-
миниевых сплавов 433; магниевых спла-
вов 432, 433; стали 436; тяжелых цветных
сплавов 433, 436; чугуна 436
Затравка — Введение в кристаллизатор
547, 552 — Конструкция 583 — Назначе-
ние 544, 545, 553, 621
— эндо- и экзогенная 656, 657
ИКД-метод 193, 194
Инокуляторы — Введение с помощью пе-
нополистироловой модели 664 — Выбор
659, 661, 662 — Классификация 660, 661 —
Методы очистки 662 — Образование в рас-
плаве дополнительных центров кристалли-
зации 659 — Устройства для введения
663
— дисперсные — Взаимодействие с рас-
плавом 658 — Влияние на кинетику ли-
нейной усадки чугуна 666 — Время плав-
ления 658, 659 — Материалы 656 — Me-
730
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
тоды введения в расплав 662 — 664 —
Тепловой баланс расплава 657
— дисперсные комплексные 659
Кавитация — Возникновение в потоке ме-
талла 15, 16, 450 — Изменение темпера-
турного режима лунки 468 — Каталити-
ческое действие 462, 463 — Обработка
сплава 481 — Параметры потока, влияю-
щие на возникновение и развитие кавита-
ции 38, 39 — Число кавитации 15, 16
— акустическая 449, 470 — Влияние на
первичную кристаллизацию 470 — Прео-
доление звукокапиллярного эффекта 456,
457
— газовая, паровая 16
•— развитая — Обработка слитков из лег-
ких сплавов 468, 469
— ультразвуковая 16, 449, 467 — Влия-
ние на образование и рост интерметалли-
дов 471
Кокиль — Выбор расположения поверх-
ности разъема 79—-81 — Выпучивание сте-
нок 95 — Конструирование 95—103 — Ме-
тоды изготовления 99—101 — Нанесение
облицовки (покрытия) на рабочие поверх-
ности 66, 102 — Напряжения и деформа-
ции в рабочих стенках 93 — 95, 103 — Об-
разование трещин 94 — Основные разно-
видности 75, 76 — Особые приемы изго-
товления рабочих стенок 101, 102 — Отно-
сительная толщина стенки 92 — Понятие
74 — Проектирование вентиляционных
систем 90--92 - Стойкость 93, 94, 101,
102, 418, 420 — Ремонт 102, 103 — Тер-
мическая обработка 101 — Эксплуатация
102
Композиции модельные — Группы 216,
217 — Классификация 210—212 — Кон-
станты, характеристики 217, 218 — Ме-
тоды определения: свойств реологических
220--222 и упругопластично-вязких 222 —
225; эксплуатационных характеристик
225 -- Оптимальные свойства эталонной
композиции 211 — Применение 210 —
Свойства 214 — 217, 220 -- Температура
плавления 214 — Требования 209, 210
— выплавляемые — Характеристики 217
— наиболее широко применяемые 213
— типа ИПЛ 214, 217, 218
Контроль качества: отливок 243, 244,
315, 316, 537 — 540; оболочковых форм 239;
слитков из тяжелых цветных металлов
648 — 650
— параметров процесса литья алюминие-
вых сплавов в электромагнитные кри-
сталлизаторы 629, 630
— свойств: исходных модельный материа-
лов и их композиций 220 — 225; материалов
172—174
Кристаллизатор --- Гидравлическое сопро-
тивление 558 — Классификация 508 —
Крепление к металлоприемнику 530 —
Область применения 508, 509 — Сборка
512, 513 — Схема формирования отливки
501 — Требования к конструкции 508 —
Элементы кристаллизаторов 509—512
— скольжения — Общее термическое со-
противление 639
— для литья тяжелых цветных металлов
и сплавов 643 — 645 — Классификация 643
— Электромагнитный — Конструкция 622,
626 — Назначение 621 — Электрическая
схема питания 627
Кристаллизация — Влияние: внешнего ма-
гнитного поля 46—48, 443, 444; ультра-
звуковой обработки 476, 477; постоянного
электрического поля 444, 445 — Группы
внешних воздействий 31 — Морфология
кристаллической структуры 34, 35 — Пе-
рераспределение примесей 32 — 34 — Рост
кристаллов 29 — 31 — Управление параме-
трами кристаллизации 30, 31, 35 — Усло-
вия роста кристаллов: равноосных 31;
столбчатых 30
Левитация электромагнитная 426
Легирование поверхности кокиля 101
— стали: в электрошлаковой тигельной
печи 393, 394; суспензионное 661, 662
— чугуна в индукционных печах 528
Ликваты — Влияние на рост кристаллов
34, 35 — Образование 631
Литье вакуумным всасыванием 322, 324 —
Особенности технологии 324, 325 — Струк-
тура и свойства отливок 325
Литье вертикальное машиностроительных
заготовок — Область применения 547 —
Сущность процесса 547, 548
— из чугуна — Выбор конструкции лит-
никовой системы 549 — Подготовка ме-
талла 549, 550 — Режимы литья 548 —
Схемы подачи металла 540 — Тепловые
параметры процесса 550
— из чугуна в стальных кристаллизато-
рах — Параметры 551
— полых и сплошных 547
Литье в кокиль — Достоинства и недо-
статки 75 — 77 — Механизация процесса
128 — Основные технологические опера-
ции 74. 75 — Особенности выбора тепло-
вых параметров литья 92, 93 — Понятие 74
— сплавов: алюминиевых 117; магниевых
и медных 118
— чугунов 114, 116
Литье в облицованный кокиль — Недо-
статки и преимущества, область примене-
ния 126 — Особенности 125 — Последова-
тельность и схемы технологических опе-
раций 126, 127
Литье в оболочковые формы — Особен-
ности теплового режима 156—158 — По-
нятие, преимущества и недостатки 152 —
Способы ускорения охлаждения отливки
158
Литье в углеродные формы 186 — Время
заливки 187
— тугоплавких сплавов — Механические
термические процессы формообразования
189- 193
— фасонных отливок из легких сплавов 187
Литье металлов — Влияние внешних воз-
действий на пограничный слой потока
18 — 22 — Выбор рационального подвода
металла к форме 12—14 — Кавитационные
потоки: образование кавитационных поло-
стей 15; радиус кавитационного пузырька
16 — Пограничный слой при движении
металла в форме 16, 17 — Распределение
вихревых потоков 20—22 — Толщина сло-
ев: гидродинамического и теплового 17,
18; диффузионного 18; ламинарного и
турбулентного 17
Литье намораживанием — Суть процесса,
его достоинства и недостатки 568 — Теп-
ловые параметры литья 571, 572
— в валковый кристаллизатор 570
— в стационарный кристаллизатор 579 —
581, 583 — 586, 589
— на один валок 569
— на подвижный кристаллизатор 575,
577, 578
Литье непрерывное — Классификация спо-
собов 498 — 500 — Понятие 498 — Литье
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
731
непрерывное в кристаллизаторы — Охрана
труда 564, 566, 567 — Перспективы раз-
вития 567 — Преимущества 564 — Тех-
нико-экономические показатели 564 — 566
— в кристаллизаторы скольжения при
воздействии ультразвука на слитки 460,
467, 469—473
— в кристаллизаторы тяжелых цветных
металлов и сплавов 636 — 641, 655
Литье непрерывное в электромагнитные
кристаллизаторы алюминиевых сплавов —
Выбор технологических параметров 634 —
Номенклатура получаемых отливок 622 —
Особенности процесса: начальная стадия
литья 628; стабилизация размеров слит-
ков 628, 629 — Преимущества и сущность
процесса 621 — Скорость вытягивания 626
Литье непрерывное горизонтальное в кри-
сталлизаторы — Область применения 503 —
Отличительная особенность 500 — Прин-
ципиальная схема процесса 501 — Режим
вытягивания 532, 533 — Сущность про-
цесса 500, 501, 503 — Тепловые параме-
тры 531—533 — Технологические режимы
532 — 533
Литье по выплавляемым моделям — Поня-
тие 197 — Последовательность технологи-
ческих операций 198, 199 — Расчет пара-
метров для стальных отливок 204, 205
Литье под всесторонним газовым давле-
нием — Влияние повышенного газового
давления на форму 330 — Время затверде-
вания: отливок 330; слитков 331 — За-
полняемость форм 329—331 — Особенно-
сти литья сплавов: алюминиевых 331,
332; магниевых 332; медных 332, 333;
никелевых 334; стали 334, 335 — Природа
используемого газа 330 — Способы 328,
329 — Сущность процесса 328
Литье под давлением — Гидродинамиче-
ские условия удаления газов из полости
формы 260 — Движение струи 253, 254:
критические скорости ламинарного дви-
жения, максимальная скорость заливки
254; расчетное значение устойчивой длины
струи 253 — Заполнение формы 254 —
256 — Номенклатура отливок, шерохова-
тость их поверхности 251 — Область при-
менения 249 — Параметры, влияющие на
качество отливок 248 — Скорости впуска
расплава и прессования 272, 273 — Ско-
рости и давления: при дисперсном и тур-
булентном потоке 256; при ламинарном
потоке 257 — Удар впускного потока в
стенку формы 254, 255 — Критическая
скорость впуска 254, 255
Литье под низким давлением 287, 288 —
Организация производства 316, 320 —
Подготовка жидкого металла 295 — 297 —
Преимущества 288 — Разновидности про-
цесса 320 — Расчет теплосиловых параме-
тров формирования отливки 297—299 —
Технико-экономические показатели 316
Литье полунепрерывное вертикальное труб
из серого чугуна 557 — Литейные свойства
чугуна 557 — Недостатки 557 — Основные
и технологические параметры 560 — Пре-
дельные усилия срыва и извлечения труб
из кристаллизатора 558, 559 — Преимуще-
ства 557 — Производительность процесса
560 — Режимы: вытягивания заготовки
558, 559; движения кристаллизатора 557 —
Тепловые параметры 558 — Технологиче-
ские основы 557, 558
Литье при магнитогидродинамическом воз-
действии — Физические основы 423 — 426
Литье с использованием псевдоожиженных
сред и вакуумирования 181
Литье с кристаллизацией под давлением —
Изготовляемые отливки 342, 366 — Поря-
док разработки технологического процесса
350 — Производительность способа 366,
367 — Суть процесса, используемые формы
342 — Экономические показатели 366
Литье с МГД-обработкой знакопеременны-
ми усилиями 443
Литье сплавов двухфазное 49, 50 — Схемы
49
— на основе железа 114 — 116
Литье с противодавлением 320, 321 —
Особенности технологии 321 — Структура
и свойства отливок 321, 322
Литье суспензионное 656 — Преимущества
665, 666 — Разливка: по совмещенной
технологии 657; экзогенная 656, 657, 664;
эндогенная 657, 664 — Технологические
основы процесса 657 — 659
Литье с электромагнитным перемешива-
нием — Варианты расположения индук-
торов 441 — Влияние перемешивания на
кристаллизацию металлов 440, 441 —
Повышение химической макронеоднород-
ности 441 — Схемы движения металла 442
Литье центробежное — Недостатки 368 —
Окружные скорости форм 370 — Предва-
рительный подогрев изложниц 378 — Пре-
имущества 367 — Расчет: гидродинамиче-
ский силового взаимодействия 368; ско-
рости вращения формы 368, 369 — Сущ-
ность процесса 368 — Теория литья 368 —
370 — Толщина теплоизоляции изложни-
цы 373 — Частота вращения изложницы
370, 372, 373, 377, 378
— биметаллическое 388
— с применением вращающегося с формой
поперечного магнитного поля 445, 446
— стали 382, 385, 386
— фасонных отливок 389, 390
— цветных сплавов 386—388
— чугуна 379 — 382
— чугуна в кокиль 380
Литье электрошлаковое — Влияние на ок-
ружающую среду, допустимая концентра-
ция вредных веществ 616, 617 — Особен-
ности процесса 592, 593 — Производи-
тельность процесса 619, 620 — Примене-
ние 591, 592 — Сущность процесса 590,
591 — Схема 591 — Энергетика процесса
597, 598 — Эффективность применения
617 — 619
— в водоохлаждаемый кокиль 391, 392
— в формы: керамические 408; неподвиж-
ные 596; подвижные 596, 597
— кокильное 396, 397 — Схемы литьЯ 397
— методом: наплавления 599, 600; при-
плавления 596, 600
— центробежное 413 — Особенности фор-
мообразования и кристаллизации 396, 397
Манипуляторы 711, 712
Материалы — Теплофизические свойства
372
— дисперсноупрочняющие 697
— для гальванопластических форм и мо-
делей для этих форм 688
— для металлопроводов 300, 301
— для нагреваемой оснастки 166, 167
— для песчано-смоляных смесей 168 — 177
— для рабочих стенок кокиля 96 — 99
— для спекаемых металлических порош-
ков 680
— исходные шихтовые 523, 524
— композиционные 49, 50, 658
— модельные исходные 210 — Добавки
210, 213 — Контроль свойств 220 — Объ-
732
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
емное расширение 214, 215 — Реологиче-
ская классификация 213, 214
— огнеупорной основы форм, получаемы®
по разовым моделям 227—229
— опорные 157, 158
— присадочные 523, 525, 526, 528, 602
*— прутковые композиционные 696
₽— связующие: для графитовых компози-
ций 192; для углеродных форм 189, 190;
для форм, получаемых по разовым моде-
лям 227, 229—234; из неорганических
соединений 234, 235; керамических масс
135; песчано-смоляных смесей 169, 170;
фосфатные 235
— углеродные — Агрегатная стабильность
в вакууме 184, У 185 — Группы, проч-
ность при высокой температуре, тепло-
аккумуляционная способность 184 — Теп-
лопроводность 186
— формовочные 228, 229
Микролегирование чугуна оловом 536
Модели: в блоках 220; выжигаемые из
компактного полистирола или пенополисти-
роловые 220; выпадающие металлические
220; выплавляемые 215, 218—220; изго-
товляемые свободной заливкой 220; из
коррозионно-стойкой стали 688, 689; на-
греваемые 167; разовые (удаление) 238, 239;
разовые для гальванопластического фор-
мования 688, 699
Модификаторы — Влияние на формирова-
ние недендритных структур 462 — Харак-
тер воздействия на расплав и область при-
менения 660
Модификаторы: графитизирующие 549,
550; для чугунов 114, 115, 583: с шаровид-
ным графитом 526, 528, 529; серого 558;
зародышевого типа 462; комплексные 550;
комплексные в сочетании с УЗО для силу-
минов 478
Модифицирование 465: высокопрочного чу-
гуна 537; лент 577; суспензионное в по-
лости формы 664; чугуна для предотвраще-
ния отбела 558
Наполнители: опорные 225 — 227; смесей
для углеродных форм 189, 192
Напыление: газофизическое 691; плазмен-
ное 101, 691
Насосы магнитодинамические 427 — 429
Облицовки: керамические 3 (упрочнение)
137, 138; кокильные из жидкоподвижной
.смеси 128
Обмазки огнеупорные: нанесение 302; при-
менение и состав 301, 302
Оборудование: для горячего плакирования
174; для изготовления: армированных
отливок 364; моделей 219, 220; для литья:
вакуумным всасыванием 325 — 327, под
всесторонним газовым давлением 335 — 341,
под низким давлением 303 — 307, с кри-
сталлизацией под давлением 361 — 364,
с противодавлением 322, 323, непрерыв-
ного вертикального 553 — 555, непрерыв-
ноРО'Горизонтального 537, 541—543, полу-
непрерывного вертикального литья труб
из серого чугуна 561, 562, лент на по-
движных кристаллизаторах 578, 579
Оборудование: для приготовления суспен-
зий 236 — 238; для удаления разовых моде-
лей 238, 239; для ультразвуковой обработ-
ки расплавов: алюминиевых сплавов 482 —
488, магния 481; для электрошлакового
литья 613 — 616; для электрошлакового
расплавления металла 414—417
Оснастка: для изготовления оболочковых
форм 165—168; для литья: в облицованный
кокиль 128, под низким давлением алю-
миниевых сплавов 299, 300
Отливки — Главные направления в упра-
влении процессами формирования 19,
20 — Конструирование 251 — 253 — Моде-
лирование тепловых условий формирова-
ния 261, 262 — Тепловой баланс формы
266 — Теплообмен: в литниковой системе
262, 263, в форме при заполнении 263 —
265 — Факторы, влияющие на формиро-
вание отливок 10—12
Отливки, получаемые литьем в керамиче-
ские разъемные формы — Надежность и
технологичность 149, 150
— в кокиль — Выбор положения в ко-
киле 79 — 81 — Классы точности размеров
и масс 79 — Минимальные толщины сте-
нок 78, 79 — Общие требования 77, 78 —
Оценка технологичности 78 — Предельные
размеры отверстий, получаемых с помощью
стержней 79, 80 — Радиусы закруглений
79
— в многоместные формы 413, 414
— в оболочковые формы 152—156
— в формах с облицовкой 137, 138
— по выплавляемым моделям: механиче-
ские свойства, особенности конструирова-
ния 199 — 201
— под давлением 251 — 253, 261, 262, 283
— с кристаллизацией под давлением 344,
345, 348—351, 357
— центробежным 370 — 374, 388, 397 —
400, 411—414
— электрошлаковым 593 — 599
— электрошлаковым в кокиль 397, 400,
411 — 413
Печи: индукционные для получения чугу-
нов 550; плавильные для стали 240, 241;
тигельные 240, 523, 524; раздаточные 638;
сопротивления тигельные 240; электриче-
ские для прокаливания флюса 420;
электродуговые 550; электрошлаковые ти-
гельные 392, 393, 396, 414 — 417; на жид-
кой завалке 416, 417; непрерывной плавки
и с нерасходуемыми электродами 416
Плавка сплавов алюминиевых 239, 240;
тугоплавких 188, 189; из тяжелых цветных
металлов 638
Плавка сплавов электрошлаковая тигель-
ная — Зависимость температуры жидкого
металла от основных параметров процесса
404 — Осуществление твердого старта,
проведение процесса плавки 403, 404 —
Регулирование процесса 404, 405 — Схемы
392, 400
Плакирование: горячее 171, 172, 174;
теплое 171; холодное 171
Пластификаторы 213: для «горячей» су-
спензии 142; для песчаносмоляных смесей
171; для пористых оболочек 681, 682 —
См. также Элементы легирующие
Покрытия: жидкие огнеупорные на основе
диатомита 378, 379; защитные 74; огне-
упорные из защитных материалов для из-
ложниц 378; разделительные 139, 160;
специальные 301; термостойкие 162
Покрытия кокильные 95, 105, 106 — Проч-
ность 108, 109 — Свойства: термофизиче-
ские 106; технологические 110; термо-
химические 108—110 — Создание в ко-
киле восстановительной и окислительной
атмосфер 109, ПО — Структуры 106 —
Теплопроводность: расчетная 106, 107;
экспериментальная 107
— для литья: алюминиевых сплавов 112;
магниевых сплавов 113; чугуна 111
— для поверхностного модифицирования
и легирования 110
5
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
733
— постоянные 106: получаемые аноди-
рованием 113, 114; высокотемпературным
напылением 111, 113
— разового и многоразового использова-
ния 110, 111
— теплозащитные 102
Пористость 391: заготовок осевая 545;
отливок при литье под давлением: виды
пористости по пятибалльной шкале 283,
284 и суммарной площади пор 284; отно-
сительная плоских слитков из алюминие-
вых сплавов 457
Прессование 344: нескольких отливок 344;
поршневое 342 — 344; пуансонное 342, 343;
пуансоно-поршневое 343, 344
Пресс-формы: для гидравлического прес-
сования 104; для изготовления выплав-
ляемых моделей (классификация 206, 2074
требования 205); металлические 205, 207;
одноместные, многоместные и звеньевые
из пенополистирола для литья под давле-
нием армированных отливок 705 — 708
Пресс-формы для литья с кристаллизацией
под давлением — Дётали 354 — 357 — Клас-
сификация 352 — 354 — Конструкция 351,
352, 364, 365 — Материалы 357 — Тех-
нологические зазоры 356 — Узлы пресс-
форм 352 — 354 — Экономичность 351
Разливка металлов суспензионная 49, 50
Расплавы металлов — Перемешивание 41,
42: газоимпульсное 42 — 46; газоимпульс-
ное в ковшах 45, 46
Рафинирование: алюминиевых сплавов
(состав флюса) 297; в ковше 722, 724;
в реакторе (конвертере донного дутья) 725;
газокислородное 727; металла шлаком 397;
низкофтористыми и бесфтористыми шла-
ками 403; при электрошлаковом литье
297, 591; стали в вакууме (анализ проб)
727; ультразвуком 485; фильтрацией через
кусковой фильтр 297
Сера — Влияние на свойства стали 716
Синоксаля процесс 132, 144
Системы вентиляционные: кокилей 90—92;
оболочковых форм 156; форм для литья:
под давлением 278, 279, под низким давле-
нием 294, 295, 297
Системы волноводно-излучательные 479—
482 — Волновые размеры 481 — Элементы
системы, их форма и материалы 480, 481
Системы литниково-питательные для литья
в валки — кристаллизаторы 574
— в кокиль — Определение площадей по-
перечных сечений элементов 86 — 88 — По-
следовательность проектирования 81 —
Разновидности систем и их схемы 82 — 85,
89
— в кристаллизаторы 520—522
— в оболочковые формы — Проектирова-
ние 154, 156
— намораживанием в стационарные кри-
сталлизаторы 582, 583
— непрерывного вертикального — Выбор
схем подвода 549
— по выплавляемым моделям: блоков от-
ливок 201 — 203; отливок: из алюминиевых
сплавов 205; равностенных и крупных
стальных 204
— под давлением — Элементы систем на
машинах с горизонтальной и вертикальной
камерами прессования 275
— под низким регулируемым давлением —
Допрессовка отливок 292
— Основные требования 289, 290 — Пита-
ние отдельно расположенных тепловых
узлов 291 — Повышение плотности отли-
вок 291, 292 — Расчет и проектирование
289—292 — Соотношение площадей сече-
ний и толщин элементов 290
— полунепрерывного труб из серого чу-
гуна — Параметры литниковых систем 559
— тонкостенных чугунных отливок 82, 83
— цветных сплавов 83, 84
Системы охлаждения: вторичного слитков
из тяжелых цветных металлов 639, 640,
645, 646; водяного кокилей 99, 102
Смеси для оболочковых форм 175 — ^77:
на чугунном песке 183; с фенолформальде-
гидным связующим 161, 162
— для опорной части керамических форм
139
— облицовочные кокилей 125, 126
— песчано-смоляные — Приготовление
171, 172
— песчано-смоляные термореактивные
159, — Особенности 171
— экзотермические — Состав 333
Солекерамика — Использование 144 —
Применение 140
Сталь — Физико-механические свойства
585
— в виде проката открытой выплавки
и литых плит 607, 608
— высоколегированная — Влияние газо-
вого давления на литейные свойства 335
— для пресс-форм — Марки, твердость
357
— жидкая — Обработка в ковше 718 —
Основные процессы внепечной обработки
719 — 721
— легированная — Гидродинамическая
обработка расплава 443
— литая электрошлаковая — Влияние
термической обработки на механические
свойства 604
Стенды заливочные 550
Стержни: гибкие резиновые 220; для
внутреннего кристаллизатора 561; для
кристаллизаторов вертикального литья
(варианты исполнения, центрирование) 553;
для пресс-форм 357; из солекерамики 144;
керамические 143, 144; керамические для
пустотелых лопаток 141, 148; металличе-
ские 101, 102; оболочковые (напряженно-
деформируемое состояние) 158, 159; соле-
вые 220
Структура дендритная 458, 459, 464, 466 —
Размеры литых зерен 459, 460
— недендритная — Влияние концентра-
ции модификатора и ультразвука 465,
466, 471 — Механические свойства штам-
пованных изделий 474, 475 — Особенности
465, 466 — Пластичность при горячем
деформировании 473 — Повышение пла-
стичности и прочности 472 — Понятие
461 — Преимущества-при производстве де-
формируемых изделий 473 — 476 — Улуч-
шение поверхности слитков 473 — Усло-
вия образования структуры 460—466 —
Формирование полиэдрического зерна 468
— слитков 463, 464, 468, 469, 475, 476,
621, 622
— стали при литье намораживанием 584,
585
— чугунов: при литье цамораживанием
583, 584; при непрерывном горизонтальном
литье 531, 534, 536; ферритно-перлитная,
перлитоферритная, с перлитной металли-
ческой основой 549
Суспензии для форм, изготовляемых по
растворимым моделям — Определение те-
кучести 236 — Особенности приготовле-
734
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
ния 235
— огеливаемые^ Реологичевкие характе-
ристики 138
— этилсиликатные 132—134
Теплообмен 22“26, 28, 29
Тигель 303, 377, 414, 415
Ультразвук 38, 39, 452, 453, 456—458,
465 — 467, 478, 479, 484 — 486
Флюс 296, 297, 380, 604 — 606, 646, 647
Формы литейные — Оптимальная скорость
заполнения 292
— графитовые — Использование 183
— для литья под давлением — Гидро-
динамика заполнения 253, 255 — 257 —
Продолжительность заполнения 273, 274 —
Сила раскрытия 271, 272 — Тепловой
баланс 256 — Теплообмен в процессе за-
полнения полости формы 263 — Условия
удаления газов 260
— для электрошлакового литья 609 — 611:
кокильного и центробежного 411, 412;
с переливом металла 610, 611
— изготовляемые по разовым моделям —
Классификация 225 — 227
— керамические: изготовляемые по вы-
плавляемым моделям 299; разъемные,
изготовляемые по постоянным моделям
из суспензий: водных кварцевых 132,
148, 149, горячих 132, колодных огели-
ваемых 132—135; комбинированные 143,
144; разъемные (охлаждение) 150
— металлические 418
— неподвижные относительно отливки
609, 610
— оболочковые — Напряженнод сформиро-
ванное состояние 158, 159 — Сборка: горя-
чая 163, холодная 163, 164 — Способы
изготовления 152—163
— оболочковые: двухслойные 162; из
ферромагнитных смесей 182, 183; легко-
разупрочняющиеся в воде 234; получаемые
по выплавляемым моделям 239
— песчано-керамические 135, 136
— стопочные 164
— углеродные 136—138
Шлаки — Влияние: на кристаллизацию
отливок 409; толщины слоя на образова-
ние дефектов 412 — Наведение жидкой
шлаковой ванны 403, 404 — Приготовле-
ние 605 — Свойства 605 — Соотношение
долей шлака и металла в струе расплава
405 — Схемы отсечки шлака 406 — Уте-
пление отливок 407
— бесфтористые и низкофтористые 403
— электропроводные 591, 597
Экран электромагнитный — Конструкция,
материалы, назначение 623 — Коррекция
распределения магнитного поля 625 —
Параметры 625
Электроды нерасходуемые 393, 401, 402,
404; переменного по высоте сечения 619;
подовые 415; расходуемые 401—403, 405,
415, 416, 590—593, 596, 597, 601, 602
СПРАВОЧНОЕ ИЗДАНИЕ
Ефимов Виктор Алексеевич,
Анисович Геннадий Анатольевич,
Бабич Владимир Николаевич и др.
СПЕЦИАЛЬНЫЕ СПОСОБЫ ЛИТЬЯ
Редактор Н. Е. Кузнецова
Переплет художника А. fl. Михайлова
Художественный редактор А. С. Вершинкин
Технический редактор И. В. Малыгина
Корректоры О. Ю. Садыкова, О. Е. Мишина
ИБ № 6031
Сдано в набор 03.05.90. Подписано в печать 25.01.91.
Формат 60х90х/1в. Бумага офсетная № 2. Гарнитура литературная.
Печать офсетная. Усл. печ. л. 46,0. Усл. кр. отт. 46,0. Уч.-изд. л. 63,17.
Тираж 17000 экз. Заказ 88. Цена 3 р. 90 к.
Ордена Трудового Красного Знамени издательство «Машиностроение»,
107076, Москва, Стромынский пер., 4
Типография № 6 ордена Трудового Красного Знамени
издательства «Машиностроение»
при Государственном комитете СССР по печати,
193144, Ленинград, ул. Моисеенко, 10
реклама
ЗАЩИТНО-СИ ГН АВИЗИРУЮЩИЙ ЭКРАН
ИНДУКЦИОННЫХ ПЛАВИЛЬНЫХ ПЕЧЕЙ
Экран предназначен для предотвращения попадания расплав-
ленного металла из тигля (в случае нарушения его целостности)
на индуктор. Одновременно с контактом расплавленного металла
и экрана на контрольный пункт автоматически подаются световой
и звуковой сигналы. Экран выполняют из эластичного термостой-
кого токопроводящего материала и устанавливают при набивке
между индуктором и тиглем. Устройство экрана испытано в про-
изводственных условиях, защищено авторским свидетельством
и запатентовано в США и Франции. Разработчик дает консульта-
ции по установке, эксплуатации и приобретению материала
экрана на хоздоговорных началах.
Адрес разработчика: 252057, Киев-57, пр. Победы, 54/1, Киев-
ский Институт Народного Хозяйства, Кафедра технологических
дисциплин.
СПРАВОЧНИК «МАТЕРИАЛЫ ЛИТЕЙНЫХ ФОРМ»
Справочник содержит данные анализа основных требований
к материалам литейных форм в зависимости от характеристик
отливок и способа литья. Приведены физико-химические свойства
современных формовочных материалов (наполнителей, связую-
щих) для литья черных, цветных и тугоплавких сплавов, краткие
сведения по технологии и экономике их получения и использова-
нию в литейном производстве. Описаны экспериментальные методы
и расчетные формулы оптимизации компонентов формовочных
смесей, обеспечивающих заданные технологические и эксплуата-
ционные характеристики, такие, как прочность, выбиваемость,
регенерируемость, газотворность, теплоаккумуляционная спо-
собность и т. д. В справочнике даны составы новых формовочных
композиций и эффективные способы их применения для получения
точного и качественного литья.
Автор справочника д-р техн, наук проф. Д. М. Колотило изве-
стен своими публикациями в области литейного производства.
Предварительные заявки на справочник просим направлять
по адресу: 107076, Москва, Стромынский пер., 4, издательство
«Машиностроение», редакция «Справочная литература».