Формирование поверхности отливки, ее геометрической точности и физико-механических свойств при ЛГМ происходит в результате сложных процессов тепломассопереноса в системе модель—металл—форма. Наличие газифицируемой модели в форме, которая дестругируется под действием расплавленного металла и постепенно замещается им, меняет сложившиеся представления о процессе формирования отливки, т. к. продукты термической деструкции непосредственно взаимодействуют с металлом как в процессе заливки формы, так и при кристаллизации и последующем охлаждении отливки.
Определяющим фактором процесса формирования отливки является газовый режим литейной формы, который следует разделить на два периода. Первый период определяется временем заливки формы металлом. Он характеризуется термодеструкцией пенополистирола в узком зазоре между металлом и моделью с образованием жидкой, парогазообразной и твердой фаз. Парогазообразная фаза формирует давление в зазоре, которое, с одной стороны, оказывает противодавление гидростатическому напору металла, с другой — определяет скорость фильтрации парогазовой фазы во внутренние слои формы. Содержащиеся в газовой фазе углерод и водород непосредственно взаимодействуют с жидким металлом и в зависимости от термодинамических условий системы газ—металл растворяются в расплаве, оказывая влияние на структуру и механические свойства отливки. Жидкая фаза, перемещаясь на границу металл—форма, создает замкнутые зоны вторичной термодеструкции жидкой фазы с образованием парогазовой и твердой фаз, которые оказывают воздействие на формирование поверхности отливки и на свойства металла в прилегающих слоях. Твердая фаза отфильтровывается в поверхностных слоях формы и становится источником диффузионного насыщения поверхностного слоя отливок из низкоуглеродистых сплавов. Второй период газового режима начинается после заливки формы металлом; он характеризуется продолжением процесса термодеструкции жидкой фазы на границе металл—форма и сконденсированной паровой фазы в близлежащих слоях формы по мере ее прогрева тепловым потоком от охлаждающейся отливки. В этот период протекают процессы, оказывающие непосредственное влияние на формирование поверхности отливки.
4.1. Заполняемость литейной формы металлом
При ЛГМ ухудшается заполняемость формы при ее заливке металлом (рис. 4.1), что объясняется двумя факторами: частичным снятием теплоты перегрева расплава, которая расходуется на термодеструкцию модели, и противодавлением газообразных продуктов термодеструкции в зазоре 5 гидростатическому напору металла. Заполняемость — это комплекс технологических факторов, характеризующих заполнение формы при ее заливке металлом; ее не следует отождествлять с жидкотекучестью. Заполняемость формы возрастает при ее вакуумировании (рис. 4.2) [25].
Ч
О §
А
1480 1530 1580 1630 Температура, 0C
1000
800
600
400
200
900 1000 1100 1200 Температура, 0C
Со
Рис. 4.1. Заполняемость форм при заливке стали (а) и бронзы (б): 1 — формы с газифицируемой моделью; 2 — полые формы
I 800 г
300 –
200 —————————– 1————— 1————— 1————— 1————– J
0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05
Величина разрежения, МПа
Рис. 4.2. Заполняемость формы при заливке алюминиевых сплавов (температура 750 0C)
Заполняемость литейной формы определяется уравнением [23]
(4Л)
Где JI — жидкотекучесть; R — гидравлический радиус; t — перегрев металла над точкой ликвидуса; А и В — постоянные для данного сплава; H — расчетный гидростатический напор; Z^/ — сумма местных сопротивлений истечению металла.
F I
L = z V^oV^y
Уравнение (4.1) указывает на связь между жидкотекучестью сплава и характерным размером отливки. Поэтому жидкотекучесть является составной частью технологического комплекса, определяющего заполняемость формы металлом. При ЛГМ заполняе – мость литейной формы снижается из-за потери тепловой энергии металла на термодеструкциию модели. Используя уравнение Г. Ф. Баландина для определения заполняемости узких каналов металлом с учетом потери тепла на термодеструкцию, можно определить величину этих потерь, найдя величину заполняемости узкого канала формы по уравнению (4.1) [25, 26]:
^iPi (V3^-V0J-^P1+(1-\|/)X
(4.2)
X(v —V )
V л оп /
^C1P1-WC2P2 | Zp2 Л
Т + 1
Где / — длина залитой пробы, м; Rq — приведенный радиус отливки, м; Uq — средняя скорость течения расплава, м/с; Ъъ — коэффициент тепловой аккумуляции формы, Дж/(м2 • К • с/г); с\ — удельная теплоемкость расплава, Дж/(кг • К); pi — плотность расплава, кг/м3; узал — избыточная температура заливки, К; Von — избыточная температура остановки потока, К; q — удельная теплота термодеструкции модели, Дж/кг; \|/ — относительное количество твердой фазы в затвердевшем сплаве; Vji — избыточная температура ликвидуса, К; т — коэффициент затвердевания; C2 — удельная теплоемкость металла отливки, Дж/(кг • К); р2 — плотность отливки, кг/м3; L — удельная теплота кристаллизации, Дж/(кг • К); Ve — избыточная температура солидуса, К.
В результате экспериментов по заливке алюминиевого сплава А9 по уравнению (4.2) была получена величина удельной теплоты термодеструкции пенополистирола при температуре заливаемого в форму металла 750 0C, равная 7924,7 Дж/кг [25].
(4.3)
Удельную теплоту термодеструкции модели можно определить, учитывая снижение теплоты перегрева металла, по уравнению [5]
Q= VyuzC(Tn– Тк),
Где V — объем отливки, м3; уМе — плотность металла, кг/м3; с’ — теплоемкость металла, Дж/(кг • К); Tn и Tk — температуры перегрева и кристаллизации сплава, К.
Если Q\ = VyMec'(T[ – Тк) — теплота перегрева металла к концу заливки в полую форму, a Q2= VyMec'(T2 – Тк) — в форму с газифицируемой моделью при идентичных условиях заливки, то разность AQ = Q\ – Q2 (Дж/(кг 0C)) будет характеризовать теплоту термодеструкции модели:
AQ=VyucC(Tl-T2). (4.4)
В табл. 4.1 представлены изменения температуры металла при его одновременной заливке в форму, в которой находились две полости (одна из них — с газифицируемой моделью). На основании этих изменений с помощью уравнения (4.4) получены значения тепловых потерь на термодеструкцию модели для различных сплавов [5, 21, 24].
Таблица 4.1
Теплота термодеструкции модели из пенополистирола
|
Вид сплава |
Температура заливки, 0C |
Разница температур T1 – T2, 0C |
Удельная теплота термодеструкции, кДж/кг |
|
Бронза |
1100 |
31 |
9200 |
|
Чугун |
1300 |
35 |
10 118 |
|
Сталь |
1550 |
55 |
И 131 |
Как следует из табл. 4.1, с повышением температуры заливаемого металла увеличиваются тепловые потери на термодеструкцию модели, что соответствует теории термической диссоциации полимерных материалов [7]. Рекомендации по температуре заливки форм с газифицируемой моделью чугуном и сталью при плотности пенополистирола 25 кг/м3 с учетом снятия перегрева металла при ЛГМ приведены в табл. 4.2.
Таблица 4.2
Рекомендуемые температуры заливки форм при ЛГМ, 0C
|
Толщина стенки, мм |
Серый чугун |
Среднеуглеродистая сталь |
|
|
До 5 |
1400-1500 |
– |
|
|
5-10 |
1375-1465 |
1595-1635 |
|
|
10-20 |
1355-1435 |
1595-1605 |
|
|
Толщина стенки, мм |
Серый чугун |
Среднеуглеродистая сталь |
|
|
20-50 |
1335-1414 |
1595-1600 |
|
|
50-100 |
1265-1375 |
1575-1585 |
|
|
100-200 |
1235-1335 |
1565-1585 |
|
|
Более 200 |
1215-1315 |
1555-1585 |
|
Таблица 4.3
Рекомендуемые температуры заливки медных сплавов, 0C
|
Медные сплавы |
Средняя толщина стенок отливки, мм |
||
|
10 |
20 |
40 |
|
|
Бр. ОЦСНЗ-7-5-1 |
1120-1170 |
1100-1150 |
1100-1120 |
|
Бр. АМц 90-2 |
1130-1180 |
1100-1150 |
1100-1130 |
|
ЛК 80-ЗЛ |
980-1030 |
950-1000 |
950-980 |
Для алюминиевых сплавов рекомендуется устанавливать температуру заливки формы в пределах 730-780 °С, для магниевых — 750-800 0C. Вторым фактором, влияющим на заполняемость литейной формы, является газовое давление Рф продуктов термодеструкции модели в зоне взаимодействия модели с металлом (рис. 4.3).
Рис. 4.3. Заполняемость формы с газифицируемой моделью при сифонной заливке в зависимости от скорости подъема металла в полости формы при ее газопроницаемости:
1 — 125 см4/(г • мин);
В табл. 4.3 приведены рекомендуемые при ЛГМ температуры заливки форм медными сплавами.
Vue, мм/с
2 — 350 см4/(г • мин)
Скорость подъема металла FMe (м/с) в полости литейной формы определяется уравнением:
(4.5)
Где Fm F0т — соответственно площадь сечения питателя и отливки в направлении движения металла, м; ц, — коэффициент расхода; Hv — расчетный гидростатический напор металла, м; — газовое давление в зазоре между моделью и металлом, Па; уме — плотность металла, кг/м3.
Из уравнения (4.5) следует, что чем выше давление Рф, тем ниже скорость подъема металла в полости формы и тем больше времени потребуется на ее заполнение. Увеличение времени заливки формы увеличивает тепловые потери металла на теплообмен с материалом формы и вторичную термодеструкцию продуктов пиролиза модели, что дополнительно влияет на заполняемость формы металлом. Совокупное действие вышеперечисленных факторов может привести к остановке потока металла и незаполняемости формы. На рис. 4.3 представлены зависимости заполняемости формы чугуном при температуре заливки 1623 0C от суммарной газопроницаемости формы и скорости подъема металла, которые показывают, что при скорости подъема металла 10 мм/с и суммарной газопроницаемости K^ = 125 ед. (форма с покрытием) полость формы оказалась незаполненной (кривая 1). С увеличением скорости заливки до 40 мм/с полость формы была заполнена металлом. Снижение скорости заливки происходит как за счет снижения газопроницаемости формы (покрытия), так и за счет увеличения плотности модели из пенополистирола. В том и другом случаях возрастает противодавление Рф в зазоре 8, что и приводит к ухудшению заполняемости формы. Применение вакуума при заливке формы металлом значительно увеличивает заполняемость формы металлом, что видно из рис. 4.4.
0Д5
U
S
I ОД S
§ 0,15 S * s –
S
Л
Од
О
0,05 О
0,12 0,17 0,22 0,27 0,32 0,37 0,42 0,47 0,52 0,57 0,62 0,67 0,72 Заполняемость формы, м
Рис. 4.4. Заполняемость узких каналов литейной формы
При вакуумировании: 1 — без вакуума; 2 — вакуум 0,02 МПа; 3 — вакуум 0,04 МПа; 4 — вакуум 0,05 МПа
0,3