5.1. Изготовление формы из кварцевого песка

Промышленному применению технологии производства отли­вок по газифицируемым моделям в формах из песка предшество­вали многочисленные научно-исследовательские и эксперимен­тальные работы, проведение которых было обусловлено, с одной стороны, новизной технологии, с другой — повышенным браком литья из-за обрушения формы в процессе заливки ее металлом. Первое теоретическое обоснование процесса литья в формах из песка было сделано в 1964 г. американским исследователем Г. Диттером, который разработал физическую модель процесса (рис. 5.1) [1, 2].

Систему металл—модель—форма ученый разбивает на ряд температурных зон: испарения полистирола, кристаллизации ме­талла на границе металл—форма, конденсации продуктов испаре­ния модели. На основании анализа физической модели он пришел к заключению, что песок в статическом положении на границе ме­талл—форма удерживается продуктами конденсации паров моде­ли, которые связывают его в более холодных слоях, предохраняя форму от обрушения. Батлер и Поопе применили для исследова­ния данного процесса киносъемку и сделали вывод, что получение отливок в формах из песка обеспечивается беззазорным вытесне­нием модели металлом в процессе его заливки в форму [3]. Р. Вебстер, исследуя данный процесс по оригинальной методике, установил наличие зазора между металлом и моделью, величина которого зависит от температуры металла и скорости его заливки в форму. Для проверки физической модели Диттера он испарял поли­стирол в пламени горелки и пропускал пары через песок, ограни­ченный стенками. После удаления стенок песок не удерживался в статическом положении и обрушивался. В глубине слоя песка Веб­стер обнаружил слой сконденсированных продуктов термодеструк­ции модели, который практически не имел прочности. Эти опыты поставили под сомнение теоретические положения Диттера [4].

Конденсация стирола

Пары стирола

Несвязанный песок

Противопригарный слой Рис. 5.1. Физическая модель ЛГМ в форме из песка Г. Диттера

Комплексные исследования процесса взаимодействия металла с моделью из пенополистирола в полости литейной формы методом скоростной киносъемки, физического моделирования, исследова­ния газового режима формы и теоретического анализа позволили предложить физическую модель процесса, основанную на том, что между металлом и моделью при заливке формы образуется зазор 6. В этом зазоре происходит термическая деструкция модели, паро­газовая фаза которой формирует газовое давление. Статическое положение стенок формы из песка на границе форма—зазор 5 обусловлено силами фильтрации газового потока, а на границе ме­талл—форма — прочностью самой формы [5].

С точки зрения теории грунтов кварцевый сухой песок является сыпучим телом, не имеющим сил сцепления между частицами, но обладающим силами внутреннего трения. Как показывают новей­шие исследования механики сыпучих тел, вопросы устойчивости грунта и его давления на ограждения являются частными задачами теории предельного равновесия грунтов. Предельное напряженное состояние грунта в данной точке характеризуется таким напря­женным состоянием, при котором малейшее внешнее воздействие может вызвать необратимую деформацию — сдвиг. При таком со­стоянии сопротивление сдвигу в рассматриваемой точке равно предельному для данного тела значению [6].

С точки зрения прочности поведение грунта в процессе уплот­нения можно разбить на три фазы: 1) затухающих деформаций или собственного уплотнения; 2) предельного равновесия или сдвига; 3) прогрессивного течения или разрушения. Первая фаза характе­ризуется тем, что скорость деформации с течением времени уменьшается и стремится к нулю; другими словами, происходит уплотнение сыпучего грунта. Во второй фазе скорость деформа­ции при достижении определенной нагрузки постоянная, появля­ются площадки сдвига, которые при возрастании нагрузки слива­ются в единую площадь сдвига, и происходит разрушение тела. В первой фазе между напряжениями и деформациями с достаточ­ной точностью соблюдается пропорциональная зависимость, и для определения напряжений справедливы уравнения линейно-де – формируемых тел. Во второй фазе имеют место упругие деформа­ции и напряжения изучаются теорией предельного равновесия. На рис. 5.2 представлены компрессионные зависимости, получен­ные на приборе П10-С, для ореховского и часов-ярского песков, широко применяемых в литейном производстве. При небольших давлениях песок интенсивно уплотняется, причем деформация его необратима. При повторных нагрузках необратимая деформация уменьшается, стремясь к нулю, и появляется упругая деформация. Некоторая нелинейность между деформациями и напряжением при насыщении объясняется пластическими деформациями зерен кварцевого песка. Уплотненный песок при нагружении ведет себя как хрупкое тело, и с достаточной точностью к нему может быть применена теория упругости. Анализ компрессионных зависимо­стей показывает, что при ЛГМ форма должна быть предельно уплотнена, чтобы не было остаточной деформации под действием гидростатического давления металла, т. к. это может повлиять на точность отливки. В системе металл—модель—форма из песка име­ет место давление песка на металл и модель, а также противодавле­ние металла и модели на песок в условиях, когда песок находится в ограниченном пространстве и имеет возможность перемещаться только в сторону металла или модели.

A А К •в1

Л ?

012345678 Нормальное давление, а (кг/см2)

Я

H о о

H о Я

Он

О А

Ё

Я Я" я

•е-

CD

О «

012345678 Нормальное давление, а (кг/см2)

0,72 0,71 0,70 0,69 0,68 0,67 0,66 0,65 0,64 0,63 0,62 0,61 0,60

Рис. 5.2. Компрессионные зависимости для песков: а) ореховского; б) часов-ярского

На рис. 5.3 представлена физическая модель процесса литья в форме из песка. Условия статического равновесия системы фор­ма—модель—металл во время ее заливки рассматриваются в трех зонах.

У

Рис. 5.3. Физическая модель ЛГМ в форме из песка (а); схема действующих сил на границе модель—металл—форма (6)\ схема к расчету силы фильтрации газа в форме (в): 1 — модель; 2 — кварцевый песок; 3 — опока; 4 — металл

Первая зона — участок а-б на рис. 5.3, б. Условие недефор­мируемости границы модель—форма можно записать без учета сил трения песка о модель:

OuFu^a1Fa, (5.1)

Где Ctm — допустимое напряжение сжатия материала модели; Fu — площадь взаимодействия формы с моделью; ст2 — боковое давле­ние со стороны формы.

Между боковым ст2 и вертикальным Ctj давлениями в условиях предельного напряженного состояния существует соотношение [8]:

°2 =?, = tg2 f 45° —• (5.2)

С учетом (5.2) условие (5.1) запишется:

(5.3)

Ам = yZtg2 ^45°

Если принять у = 1,7 г/см3, (р = 46°, стм= 1 кг/см2, то расчет по уравнению (5.3) даст величину Z = 3,6 м, что не встречается в практике литья по газифицируемым моделям. Следовательно, не­деформируемость модели обеспечивается ее жесткостью.

Вторая зона — участок б-в. Условием недеформируемости границы форма—зазор 8 будет неравенство

ФFd > C2F5, (5.4)

Где Ф — объемная сила фильтрации газа; F^ — площадь поверхно­сти взаимодействия формы в зазоре 8; t — путь фильтрации.

Для определения силы фильтрации выделим в стенке формы трубку тока (рис. 5.3, в) длиной dS, площадью со и рассмотрим си­лы, действующие на скелет трубки при фильтрации газа:

Ю в сечении п трубки, где

• давление газа Pco в сечении т, где P — давление на единицу площади;

Давление газа I P + —dS dS

P л—— dS — приращение давления газа на длине dS;

3S

• воздействие скелета песка на газ или тормозящая сила FcodS, где F — интенсивность тормозящей силы, а со dS — объем эле­ментарной трубки тока.

Pco-

Так как плотность и скорость газа невелики, инерционными и гравитационными силами можно пренебречь. Если спроектировать все действующие силы в трубке тока на ось у, то получится урав­нение:

дР

As J

После раскрытия скобок и упрощения получится простое диф­ференциальное уравнение

-— + F = O, (5.5)

AS

Решение которого при начальных условиях Р$ = 0, F = 0 будет иметь вид:

Л.

Ф =-F=-S-. (5.6) С учетом (5.6) уравнение (5.4) примет окончательный вид:

Если принять Z= 30 см, у = 1,7 г/см3, <р = 46°, то Рф = 83 мм вод. ст. Такое давление в зазоре 8 при данном методе литья вполне реально.

Третья зона — участок формы в-г. Равновесие границы ме­талл—форма имеет важное значение, т. к. недеформируемость этой зоны определяет точность отливки. По аналогии с действую­щими силами в первой и второй зонах условие равновесия в дан­ной зоне запишется:

Рф+ ушх> JZtg – 45 –J. (5.8)

Анализ неравенства (5.8) показывает, что если выполняется условие (5.7), то условие (5.8) выполняется автоматически, т. к. плотность металла больше плотности песка. Условия (5.3), (5.7) и (5.8) являются необходимыми, но не достаточными, т. к. в случае высокого давления газа или газа и гидростатического напора ме­талла может произойти разрушение формы.

В соответствии с теорией механики грунтов напряжение в этом случае будет пассивным. Используя уравнение (5.2) и повторив втом же порядке анализ трех зон на границе металл—модель— форма, необходимые и достаточные условия сохранения статическо­го положения границ раздела металл—форма—модель запишутся:

Форма—модель (а-б):

45°

Y-Ztg:

45° -—

(5.9)

Форма—зазор (б-в): yZtg2

Г

45° + ^

< < yZtg:

45° – — 2у

(5.10)

Форма—металл (в-г):

YZtg2 f 45° – ?1 < Рф + уМеХ < yZtg2 Г45° (5.11)

Давление в зазоре 8 определяется по уравнению (3.41). Нера­венство (5.11) является основным расчетным уравнением для опре­деления параметров литейной формы и технологии литья.

45° +2

Анализ уравнения (5.11) показывает, что при выполнении усло­вия (5.10) левая часть неравенства (5.11) выполняется. Что касает­ся правой части неравенства, то при Рф = 0 оно запишется:

УМеХ = yZtg:

Отношение при условии Ymc = 7,0 г/см3, у = 1,7 г/см3, ф =

= 46° будет равно 1,5, что противоестественно, т. к. Z > X, ибо Z = =zX+ h, где h — расстояние от верхнего уровня заливаемого в фор­му металла до верха формы. Следовательно, правая часть неравен­ства (5.11) всегда выполняется. Из изложенного следует, что при условии высокой плотности формы из песка в ней можно получать крупногабаритные отливки. Левая часть неравенства (5.10) должна быть обеспечена расчетными параметрами литейной формы; в противном случае может произойти обвал стенки из песка и от­ливка получиться с песочными раковинами [8].

По окончании заливки формы металлом наиболее опасным ме­стом в форме следует считать границу раздела металл—форма

В верхней ее части. Условие равновесия верхней части формы за­пишется:

УыА<у с

(5.12)

L-tgcptg2(45°-^)

Правая часть неравенства выполняется в случае выполнения левой части неравенства (5.10), т. к. С— расстояние от верха фор­мы до отливки значительно меньше Z. Левая часть неравенства (5.12) может быть выполнена только за счет специальных техниче­ских приемов, т. к. уМе > у и Ci > С + C0, где C0 — гидростати­ческий напор металла в литниковой чаше. Если C0 = 0, то Ci = Cn. Простое нагружение формы грузом равносильно увеличению у С, и в этом случае правая часть неравенства может быть нарушена, т. к. С может быть больше Z. Правильным приемом может быть при­менение верхней крышки на опоку, которая предотвращала бы вы­давливание верхней части формы. С учетом сказанного неравенст­во (5.12) примет окончательный вид:

(5.12, а)

P^ УС

L-tgq>tg2(45°-|)

И оно является дополнительным проверочным условием к нера­венству (5.10).

Неравенства (5.10) и (5.11) справедливы при условии, что рас­стояние между стенками опоки и модели равно или больше высо­ты модели. Это условие соблюдается только при получении мел­ких отливок ЛГМ. При производстве крупных отливок необходи­мо учитывать арочный эффект, который характеризуется наруше­нием прямолинейной зависимости между давлением Ctz и высотой Z при расстоянии между стенками опоки и модели меньше высоты модели (рис. 5.4).

Система сил, действующих в узком пространстве между опокой и моделью при условии, когда расстояние между ними меньше высоты модели, представлена на рис. 5.4, а. На выделенный эле­мент формы толщиной dZ и длиной 2Ъ действуют следующие силы:

• сила давления вышележащего слоя формы: Pb = 2boz’,

• сила давления нижележащего слоя формы: Ph = 2b(<jz + d<Jz)’,

• масса выделенного элемента формы: G = IbydZ;

• сила трения материала формы о стенку опоки и модель:

Где ф1 — угол трения песка о стенку опоки; их = Xaz — напряже­ние по оси х, равное боковому давлению; X — коэффициент боко­вого давления.

С учетом изложенного сила трения запишется:

P7’= QzXtg Cp1JZ.

Аналогичное выражение имеет сила трения формы о модель:

Где ф2 — угол трения песка о модель.

А) схема к расчету действующих сил в канале между опокой и моделью; б) распределение давления az в форме по ее высоте

Суммарная сила трения Pt = P + P примет окончательный вид: Pt = azXdZ( tg Cp1 + tg ф2).

Равновесие выделенного элемента формы будет в том случае, если сумма действующих сил в плоскости Z будет равна 0:

Где 2tg(pz = tgtpi + tg(p2.

После раскрытия скобок и упрощения уравнение (5.12) примет вид:

Выражение (5.14) представляет собой линейное дифференци­альное уравнение первого порядка:

= У————————————— Tj^crz, (5.15)

Решение которого при начальных условиях: Z = 0, Gz = Pz имеет вид:

A2=-i! L.(l-e-^) + Pze-^T. (5.16)

Xtg ФЕ

При отсутствии нагрузки на форму Pz и вакуума уравнение (5.16) запишется:

^tgcps

Решение уравнения (5.17) при значении (Z-h) > 2b показывает, что напряжение ст^ практически не зависит от Z и имеет постоян­ное значение (рис. 5.4, б):

Gz= Ьу. (5.18)

Xtgy1

В этом и состоит арочный эффект в узких сечениях формы из песка. Уравнение (5.17) известно как уравнение Янсена, получен­ное им в 1895 г. для расчета нагрузок на подземные сооружения, однако в уравнении Янсена ф является внутренним коэффициен­том трения грунта (песка), а в данном случае это коэффициент тре­ния материала формы о стенки опоки.

{

5

Рис. 5.5. Стенд для моделирования процесса литья по газифицируемым моделям в форме из кварцевого песка

Для подтверждения теоретического анализа сил, действующих в форме при ЛГМ, были проведены специальные исследования на стенде, имитирующем ЛГМ-процесс в форме из сухого кварцевого песка (рис. 5.5).

На жестком основании смонтирован контейнер, передняя стен­ка которого выполнена из оргстекла. Боковые стенки 4 съемные и могут устанавливаться от модели 2 на различном расстоянии. Кроме этого, стенки 4 и 1 могут быть как газопроницаемыми, так и газонепроницаемыми. Полый выступ 3 имел перфорированный верх. Через трубопровод 7 в полость 3 подавали газ CO2, который имел вязкость, близкую к вязкости газа термодеструкции модели из пенополистирола. Газ CO2 через отверстия поступал в зазор между моделью 2 и выступом 3, который имитировал металл. Во­дяным манометром б измеряли давление в зазоре, а манометром 5 — давление в стенках формы на различных расстояниях от зазо­ра. Высота формы изменялась в экспериментах от 300 до 375 мм.

Песок в контейнере уплотняли вибрацией, плотность песка опре­деляли делением объема контейнера на массу песка в нем. В по­лость выступа 3 подавался газ под давлением 0,05 МПа, и затем модель выдвигалась для образования зазора 10-20 мм. В зазоре устанавливали определенное давление, которое удерживало пес­чаную стенку в равновесии (без обрушения). В дальнейшем при одних и тех же зазоре и давлении проводили два эксперимента. Сначала давление в зазоре уменьшали до величины, при которой происходило разрушение одной из стенок формы. Это означало, что давление со стороны формы было больше, чем силы фильтра­ции газового потока. Затем при равновесии системы давление в зазоре повышали до тех пор, пока не происходило повторное раз­рушение стенки формы. В этом случае фильтрационные силы га­зового потока превосходили давление со стороны формы. Таким образом определяли минимально допустимое Ртщ и максимально допустимое Pmax давления, при которых сохранялось равновесие системы форма—зазор. На рис. 5.6 показано распределение дав­ления по сечению формы при газонепроницаемых стенках кон­тейнера и давлении в зазоре Pmin (кривая 1) и Pmax (кривая 2).

H 350

0

1

100

А,

200

§ 300

250

150

50

2

40 80 120 160

Мм

Рис. 5.6. Распределение давления газа по сечению формы при газонепроницаемых стенках опоки

Рис. 5.7. Диаграммы распределения давления газа в форме в плоскости зазора 8 при стенках опоки: а) газопроницаемых; б) газонепроницаемых

¦>¦ мм

На рис. 5.7 представлены диаграммы распределения давления в сечении формы, проходящей через зазор в двух измерениях, при газопроницаемых и газонепроницаемых стенках контейнера, где видно, что во втором случае в углах модели образуются зоны по­вышенного давления; это должно привести к более быстрому раз­рушению песчаной стенки формы в районе зазора. Сравнение тео­ретических расчетов и полученных экспериментальных данных о влиянии фильтрационных сил газового потока на равновесие в системе форма—зазор 8 показало их полное совпадение.

Исследование термодеструкции модели (табл. 3.3) показало, что при температуре заливаемого металла 700 0C выделяется более 85 % жидких продуктов, значительная часть которых нелетуча при температуре формы и конденсируется в ее холодных слоях. Сле­довательно, возможно, что при литье алюминиевых сплавов эта фракция сконденсируется в песке на границе металл—форма и будет препятствовать обрушению формы в процессе продвиже­ния фронта взаимодействия модели с металлом; в дальнейшем под действием температуры металла она может испаряться, деструги – ровать на паро – и газообразные составляющие и частично конден­сироваться в более глубоких слоях формы. Для проверки предпо­лагаемого механизма упрочнения формы были проведены специ­альные исследования [21]. На рис. 5.8 представлена схема прове­дения эксперимента при заливке формы алюминиевым сплавом с температурой 750 °С.

К ЭВМ

Рис. 5.8. Схема определения слоя конденсации при заливке алюминиевого сплава: 1 — опока; 2 — песок; 3 — модель из пенополистирола; 4 — литниковая чаша; 5 — стопорная пробка; б — стеклянная трубка; 7 — электрический контакт

Форма заливалась алюминиевым сплавом через чашу 4 из-под пробки 5. Трубка 6 перекрывалась с обеих сторон металлической сеткой, песок в трубке б уплотнялся. Время извлечения трубки

Ol 234 56789 10 11 х, км

Рис. 5.9. Уточненная физическая модель при литье низкотемпературных сплавов: — опока; 2 — песок; 3 — модель; 4 — расплав; 5 — упрочненный слой формы из песка; б — литниковая чаша; I — зона прогревания модели и ее усадка; II — зона плавления модели и начало деполимеризации; III — зона термодеструкции; IV — зона термодеструкции жидкой фазы на зеркале металла; V — температура металла

При заливке металлом формы фиксировалось электрическим кон­тактом 7. После извлечения трубки четко фиксировался упрочнен­ный слой песка толщиной 6 мм, прочность которого на сжатие со­ставляла около 65 г/см2. Расчеты показывают, что такая прочность может выдержать боковое давление песка высотой 400 мм. Экспе­рименты Батлера [3] оказались неудачны, т. к. наличие упрочнен­ного слоя определялось после заливки формы металлом, когда тя­желые продукты термодеструкции под действием тепла затверде­вающей отливки разрушали данный слой.

На рис. 5.9 представлена физическая модель ЛГМ при заливке формы низкотемпературными сплавами. Упрочненный слой фор­мы 5 уже через 2 с начинает разрушаться и теряет свою прочность, а через 20 с он полностью разрушается. Полученные результаты не изменяют принципиально математическую модель процесса ЛГМ низкотемпературных сплавов в форме из песка, т. к. газовое дав­ление в зазоре металл—модель, формируя фильтрационный поток, дополнительно препятствует обрушению формы на границе фор­ма—зазор. Поэтому основное уравнение равновесия системы фор­ма—зазор (5.10) сохраняет свое значение, но следует дополни­тельно учитывать прочность упрочненного слоя а, кг/см2:

Песок кварцевый представляет собой сыпучее несвязанное тело. Уплотнения его можно достичь статическим и динамическим спо­собами. При статическом прессовании закон уплотнения в теории механики грунтов выражается уравнением [9]

Где Si и &2 — коэффициенты пористости соответственно при дав­лении Р\ и P2′, а — коэффициент уплотнения (является величиной переменной и определяется тангенсом угла наклона компресси­онной кривой) (рис. 5.2). В соответствии с уравнением (5.19) в случае применения неуплотненных форм при ЛГМ под действием фильтрационных сил газового потока и гидростатического напора металла на границе металл—зазор—форма произойдет деформа­ция песчаной стенки. При этом коэффициент бокового давления будет равен единице и, следовательно, давление песчаной стенки в направлении зазора 8 и металла резко возрастет, что приведет к необратимой деформации формы на границе зазор—металл— форма и к браку отливки. Предотвратить деформацию формы можно только в том случае, если форма будет предельно уплотнена, т. е. если приращение Е\ – е2 = 0. Однако применение пенополисти­рола исключает статические методы уплотнения формы, т. к. это приведет к деформации модели.

Единственным способом уплотнения литейной формы из сыпу­чих материалов при ЛГМ является динамическое уплотнение виб­рацией или встряхиванием. Виброуплотнение сыпучих материалов зависит от массы материала и ускорения частиц при вибрации, ко­торые определяют инерционные силы. Исследования показали, что уплотняемость песка не зависит от направления вектора колебаний и при постоянной частоте зависит только от амплитуды [10]. Диф­ференциальное уравнение виброуплотнения сыпучих материалов имеет вид:

Dz

– = PCe-S00), (5.20)

An

Где п — отношение ускорения колебаний к ускорению силы тяже­сти; S00 — пористость при предельном уплотнении грунта; P — коэффициент виброуплогняемости песка.

Интегрирование уравнения (5.20) при начальных условиях 8L=O = 8о’ где 8о — максимальная пористость сыпучего материала, дает окончательный вид уравнения уплотняемости песка:

S = S00+(S0-е Je-P". (5.21)

Уплотняемость песчаной формы D характеризуется изменением пористости:

D = AZL. (5.22)

С учетом (5.21) формула (5.22) запишется:

D = 1-*Гр\ (5.23)

Коэффициент р определяется опытным путем по кривым виб­роуплотнения:

P = -^s-, (5.23, а)

Tg«o

Где tga0 — угол наклона кривой е = e(v) при п = 0.

При определенных значениях п несвязанные сыпучие материа­лы приобретают свойства тяжелой жидкости и переходят в псев­дожидкое состояние. Внутреннее трение сыпучих материалов в псевдожидком состоянии характеризует вибровязкость материала. Вибровязкость кварцевого песка марки 1К02А составляет 0,63 гк • с/см2 [10].

Среди сыпучих материалов наибольшее применение для ЛГМ находят кварцевые пески. Структурно-механические свойства их зависят от минералогического состава, размера и формы зерен, влажности. Глинистая составляющая уменьшает газопроницае­мость песка, влага увеличивает напряжение сдвига, т. к. появляют­ся силы сцепления. Влажные глинистые пески плохо уплотняются вибрацией и имеют низкую газопроницаемость. Поэтому для ли­тейной формы при ЛГМ применяются кварцевые малоглинистые (менее 2 % глины) пески. Структурно-механические и технологи­ческие свойства таких песков зависят главным образом от грану­лометрического состава и формы зерна [11].

В табл. 5.1 приведены характеристики трех наиболее распро­страненных марок кварцевого песка.

Таблица 5.1

Характеристики некоторых марок кварцевого песка

Наименование горно-обогатительного комбината

Марка песка по ГОСТ 2138-56

Глинистая составляющая, %

Форма зерна

Гусаровский

Т04Б

2,76

Округлая

Ореховский

1К016А

0,26

Полуокруглая

Часов-Ярский

1К016А

0,26

Остроугольная

В табл. 5.2 представлены некоторые структурно-механические свойства кварцевого песка [12].

Структурно-механические свойства кварцевого песка

Таблица 5.2

Наименование песка

Удельная масса, г/см3

Объемная масса, г/см3

Пористость, %

Угол внут­реннего трения,

Относительная уплотняемость, %

Удельная поверхность, м2/г

При свободной засыпке

После виброуплотнения

При свободной засыпке

После виброуплот­нения

При максим, стат. уплотнении

При свободной засьшке

После виброуплот­нения

Гусаровский

2,64

1,45

1,73

45

35

39

35

46

16,1

1,11

Ореховский

2,64

1,47

1,70

45

36

38,4

35

49

13,5

0,276

Часов-ярский

2,64

1,39

1,63

47

33

43,5

37

52

14,7

0,182

На рис. 5.10 приведены зависимости уплотняемости песков от величины статического давления (до 7 кг/см2), характер которых соответствует ветви нагружения компрессионных характеристик.

Е

А’

0 Q

3

В

С

*

2

0 2 4 6 8

P, кг/см2

Рис. 5.10. Уплотняемость песков при статическом нагружении: 1 — гусаровского; 2 — ореховского; 3 — часов-ярского

На участках А’-А и B-C деформация песка близка к линейной зависимости от нагрузки. На участке A-A имеет место быстрый рост необратимой деформации при сравнительно малых нагрузках. В дальнейшем величина деформации уменьшается и становится близкой к 0. Это говорит о том, что система перешла в область упругих деформаций. Исследования показывают, что пески с ост­роугольными зернами хуже уплотняются, чем пески с овальной формой зерна. Чем больше глины в песках, тем хуже они уплотня­ются в сухом состоянии. При статическом уплотнении максималь­ный и минимальный коэффициенты пористости для песков равны: гусаровского — S0 = 0,82; S00 = 0,64; ореховского — S0 = 0,82; S00 = 0,62; часов-ярского — S0 = 0,89; S00 = 0,66.

На рис. 5.11 приведены зависимости виброуплотняемости пес­ков от отношения ускорения вибрации а к ускорению силы тяже­сти g. Ускорение вибрации а определяется по формуле

Где А — амплитуда; со — угловая частота колебаний; п — число оборотов в минуту.

E

Рис. 5.11. Вибро-

Уплотняемость песков:

1 — гусаровского;

2 — ореховского;

0,9

0,8

0,7 0,6 0,5 0,4

3

2 1

3 — часов-ярского

0 2 4 6 8 10

Анализ зависимостей, представленных на рис. 5.11, показывает, что часов-ярские остроугольные пески имеют меньшую уплотняе­мость при вибрации, т. к. они обладают наибольшей величиной внутреннего трения.

При виброуплотнении максимальный и минимальный коэффици­енты пористости для песков имеют следующие значения: гусаровского — е 0 = 0,82; S30 = 0,54; ореховского — S0 = 0,82; S00 = 0,56; часов-ярского — е0 = 0,89; S00 = 0,61.

На основании анализа графических зависимостей виброуплот – няемости песков были получены коэффициенты виброуплотняе – мости; для указанных марок песка они соответственно равны: pi = = 2,3; р2 = 2,7 и рз = 2,1. С учетом приведенных значений пористо­сти песков и коэффициентов виброуплотняемости уравнение (5.21) для указанных песков примет вид:

?1

= 0,54 + 0,2 8 е~

-2,3 п. ?

(5.24, а)

?2

= 0,56 + 0,26е~

-2,7 п. ?

(5.24, б)

= 0,61+0,28s

-2,1«

(5.24, в)

Из графиков виброуплотняемости следует важный вывод: мак­симальное уплотнение формы из песка вибрацией достигается при соотношении между ускорением вибрации и силой тяжести, рав­ном 6 или более. Это дает возможность по формуле

, AcО2

П = 6 =—————————————— (5.25)

G

Подбирать необходимую частоту и амплитуду вибрации для полу­чения максимальной плотности формы из песка при ЛГМ. При час­тоте колебаний 50 Гц оптимальная амплитуда составляет 0,6 мм.

На рис. 5.12 представлена зависимость пористости песка трех марок от объемной плотности, откуда следует, что часов-ярский песок имеет наибольшую пористость при наименьшей плотности, т. к. его зерно более крупное. Гусаровский песок имеет минималь­ную пористость ввиду увеличенного содержания глинистой со­ставляющей.

Газопроницаемость песков в зависимости от плотности пред­ставлена на рис. 5.13. Пески с большей пористостью имеют и большую газопроницаемость. Изменение плотности песков в зави­симости от времени их вибрации показано на рис. 5.14, где видно, что пески хорошо уплотняются вибрацией и уже через 20 с дости­гается их максимальная плотность.

Значения угла внутреннего трения песков в зависимости от их плотности для различных материалов представлены в табл. 5.2.

1,3 1,5 1,7 1,9

У, г/см3

Рис. 5.12. Изменение пористости гусаровского (1), ореховского (2) и часов-ярского (3) песков в зависимости от объемной плотности

К, см4/(г • с)

У, г/см3

Рис. 5.13. Изменение газопроницаемости гусаровского (/), ореховского (2) и часов-ярского (S) песков в зависимости от объемной плотности

T, мин

Рис. 5.14. Изменение объемной плотности гусаровского (/), ореховского (2) и часов-ярского (3) песков в зависимости от времени виброуплотнения

Пески с остроугольной формой зерна имеют максимальное внутреннее трение, что объясняет их сравнительно плохую уплот­няемость. Однако они значительно лучше противостоят внешнему давлению, имеют хорошую газопроницаемость и могут наряду с песком, имеющим округленную форму зерна, применяться для производства литейных форм при ЛГМ.

Таблица 5.3

Угол внешнего трения песка

Наименование

Гусаровский

Ореховский

Часов-ярский

Материала

Неуплот­

Уплот­

Неуплот­

Уплот­

Неуплот­

Уплот­

Ненный

Ненный

Ненный

Ненный

Ненный

Ненный

Сталь нержа­

14°20"

27°30"

9°50"

25°40"

22°40"

Веющая

Дюраль

17°50"

31°30"

14°30"

29°20"

11°

23°20"

Пенополистирол

27°10"

36°10"

I7O40"

33°50"

14°40"

28°40"

Плотностью

25 кг/м3

Пенополистирол

28°10"

40°

18°40"

35°40"

16°30"

34°40"

С покрытием

В табл. 5.3 представлены значения угла внешнего трения пес­ков о материалы, которые применяются при данном методе литья.

Форма из кварцевого песка относится к типу капиллярно – пористых тел, процесс переноса тепла в которых осуществляется за счет контактной теплопроводности зерен наполнителя, излуче­нием от твердой основы и конвекцией газа в порах формы.

В зависимости от температуры доля того или иного вида пере­носа тепла может уменьшаться или увеличиваться, поэтому уста­новить количество каждого вида теплопередачи в общем тепловом потоке не представляется возможным [13]. При производстве от­ливок по газифицируемым моделям на процесс тепломассоперено – са могут оказывать влияние продукты термической деструкции пенополистирола. Поэтому влияние формы на тепломассоперенос в процессе кристаллизации и охлаждения отливки можно правиль­но оценить с помощью эффективных теплофизических коэффици­ентов, учитывающих все виды тепломассопереноса. На рис. 5.15 представлена зависимость эффективных коэффициентов теплопро­водности X, теплоемкости с, теплоаккумуляции Ъ и температуро­проводности а формы из песка от температуры заливаемого метал­ла. Эффективные теплофизические характеристики уплотненных форм из кварцевого песка незначительно отличаются от соответст­вующих характеристик сырой песчано-глинистой формы, и, следо­вательно, это не должно оказывать существенного влияния на фор­мирование физико-механических свойств отливок при ЛГМ [14, 15].

Т, 0C

Рис. 5.15. Изменение эффективных теплофизических коэффициентов формы из кварцевого песка в зависимости от температуры заливаемого металла

В постоянном магнитном поле ферромагнитные частицы на­полнителя, намагничиваясь, сцепляются друг с другом, придавая форме в целом определенную прочность, которая будет зависеть от величины магнитной индукции и магнитной проницаемости наполнителя. Таким образом, магнитное поле выполняет роль свя­зующего в песчано-глинистых формах. На рис. 5.16 представлено постоянное магнитное поле пространства, заполненное ферромаг­нитным материалом с известной магнитной проницаемостью \i\ > 1.

Магнитном поле из материалов с различной магнитной проницаемостью

Если рассеиванием магнитного потока с торцов рассматривае­мого пространства пренебречь, то можно считать, что магнитное поле в нем будет однородным, т. е. величины индукции В и на­пряженности H не зависят от координат и будут постоянными в любой точке пространства. Если внести в данное поле тело АА’ББ’ магнитной проницаемостью р = 1, то оно разделит рассматриваемое поле на три равные части площадью Si = S2 = S3, причем S\ + S2 + + S3 = So. Согласно закону магнитных цепей [16, 17], магнитный поток Ф прямо пропорционален магнитодвижущей силе F и об­ратно пропорционален магнитному сопротивлению Rm:

RM

Где магнитное сопротивление определяется по формуле

(j, S

Где I — расстояние между полюсами магнита; S — сечение магни – топровода.

В соответствии с принятой схемой на рис. 5.16 можно записать:

F F F Ф0 =O1 +Ф2 +Ф3 = -— + — + -_. (5.28)

Ктх Кт2 Кт3

Так как магнитодвижущая сила одинакова для всех участков, а магнитное сопротивление различно, величина магнитного потока будет определяться соотношением

ФA2 = ®2Rm2

Если подставить значения O1 = B\S\ и Ф2 = B2S2 и раскрыть ве­личину Rm, то после упрощения получится соотношение

=A. (5.29)

Hi ^2

Таким образом, при внесении в магнитное поле тела с отличной от поля проницаемостью величина магнитной индукции в теле и в поле будет прямо пропорциональна магнитной проницаемости. Это значит, что магнитная индукция на участках Si и S3 будет в ц, раз больше, чем на участке S2. В этом случае величины В (х, у) и H (х, у) будут функциями координат, т. е. всякое внесенное в магнитное по­ле тело с другой магнитной проницаемостью будет искажать маг­нитное поле. Под действием внешнего магнитного поля H ферро­магнитная частица К, намагничиваясь, создает собственное магнит­ное поле Но, противоположное внешнему магнитному полю [16, 17]. Результирующее магнитное поле будет иметь напряженность h\

Величина собственного поля Но пропорциональна интенсивно­сти намагничивания J:

H0=NJ, (5.30, а)

Где N — коэффициент размагничивания, который определяется формой частицы. Для шара N = 1/3.

Интенсивность намагничивания определяется из уравнения [17]: У=цохЯ=цо(ц-1)Я, (5.31)

Где х — магнитная восприимчивость; р0 — абсолютная магнитная проницаемость, равная 4,0 • IO 7 Гн/м.

С учетом (5.30, а) и (5.31) уравнение (5.30) запишется:

/* = #[1-|V^-1)JV]. (5-32)

Между выделенной частицей К и рядом лежащей частицей К’, расположенной слева от границы раздела A-A’, будет действовать сила магнитного притяжения, которая в общем случае определяет­ся по формуле [17]:

В таком случае величина давления Pi влево от границы A-A’ определяется уравнением:

P1 = = I ^H1 [1 – ц0 (H1-I)jV]. (5.34)

Oj 2.

С другой стороны, частица К под действием градиента напря­жения будет стремиться переместиться в сторону большей dl

Напряженности, т. е. вправо от границы раздела A-A’. Величина этой силы определяется уравнением [18]

DH

Где V— объем частицы.

После интегрирования уравнения (5.35) давление P2, создавае­мое силой F2, определится по формуле

P2 =^М-Ш1~Н2н), (5.35, а)

Где Hu — напряженность магнитного поля справа от границы A-A’, т. е. в модели, a Hh — напряженность магнитного поля в наполни­теле, т. е. слева от границы A-A’.

Разность между Р\ и P2 будет определять положение частицы на границе раздела двух сред. На величину P2 будет оказывать влияние упаковка зерен наполнителя. Если сделать допущение, что ферромагнитный наполнитель состоит из шаров одинакового размера, то при заполнении контейнера шары могут укладываться в три системы (рис. 5.17). Каждая система характеризуется своим координационным числом.

ZP = P2- Pi ZP = P2- 4P, cos a ZP = P2- SP^cos А

Рис. 5.17. Изменение величины давления на границе двух сред в магнит­ном поле в зависимости от системы укладки ферромагнитных частиц: а) кубическая; б) призматическая; в) пирамидальная

Координационное число п кубической упаковки, наименее плотной, равно 6, призматической — 8 и пирамидальной — 12. Оно характеризует количество контактов между шарами при дан­ной системе упаковки. Ферромагнитный шар в магнитном поле, намагничиваясь, становится элементарным магнитом, который будет иметь собственное магнитное поле, направленное противо­положно внешнему полю. При кубической системе расположения шаров силы взаимного притяжения будут испытывать шары 1-5-8. В этом случае шар 1 будет испытывать давление, равное P2-Pi = ±Р, которое в зависимости от величины будет стремиться переместить шар в ту или другую сторону от линии раздела A-A’. При распо­ложении шаров в призматической системе каждый контактирую­щий шар будет расположен относительно других шаров под неко­торым углом а = 45°, что приведет к перекрытию полюсов ShN близлежащих шаров и, следовательно, к их магнитному притяже­нию. Однако сила притяжения в связи с рассеиванием собственно­го магнитного поля будет меньше, чем между полюсами, лежащи­ми на одной магнитной линии. Приближенно можно считать, что сила притяжения будет прямо пропорциональна косинусу угла между осями шаров, совпадающими с направлением линии маг­нитной индукции. При наиболее плотной упаковке шаров каждый шар на границе А—А’ будет контактировать с шестью шарами под углом а = 90° и тремя шарами под углом ai = 35°. Результирую­щее давление 1LP1 = IP1 cos a, т. е. оно больше, чем при кубической укладке шаров, и, следовательно, для нарушения равновесия на границе A-A’ необходимо иметь значительно больший градиент напряженности. При P2 > Pi шар станет перемещаться в сторону большей напряженности, т. е. в сторону модели, оказывая на нее давление P = P2- Pi. Этому будут также оказывать содействие от­талкивающие силы, которые имеют место между одноименными полюсами элементарных магнитов (шаров).

Если модель убрать, то шар начнет перемещаться в свободную полость, при этом каждый шар будет увлекать за собой шары, нахо­дящиеся в контакте с ним. В результате свободная полость A-A’- B-B’ будет перекрыта конусообразным потоком шаров, навстречу которому с границы раздела B-B’ будет двигаться подобный кону­сообразный поток. При полном зарастании полости ферромагнит­ным материалом градиент напряженности падает до нуля, и систе­ма приходит в равновесное состояние. По этой причине все по­пытки получить форму сложной конфигурации из ферромагнит­ных материалов в постоянном магнитном поле по извлекаемым моделям терпели неудачу, т. к. в случае значительного лобового сопротивления магнитному потоку возникал градиент напряжен­ности поля, и свободная полость заполнялась ферромагнитным материалом формы. Этим же объясняются пробои отливок ферро­магнитным наполнителем при их получении в магнитной форме по газифицируемым моделям, когда магнитное поле имеет завышен­ную напряженность. Анализ магнитного взаимодействия ферро­магнитных частиц в постоянном магнитном поле показал, что ха­рактер взаимодействия между ними зависит от укладки элемен­тарных частиц. Так как форма из ферромагнитных сыпучих мате­риалов предельно уплотняется вибрацией, то, если пренебречь сила­ми отталкивания между частицами, которые значительно меньше сил притяжения, можно принять силы магнитного сцепления как объемные и рассматривать механику магнитной формы с позиции механики связанных грунтов [6, 9].

Для равновесия связанного сыпучего тела необходимо, чтобы сдвигающая сила была меньше суммы удельных сил внутреннего трения и сцепления:

(5.36)

M ‘

T = CJtgCp-HCj

Где Cm — удельная сила магнитного сцепления.

На рис. 5.18 представлена физическая модель магнитной формы при заливке ее металлом.

У

Рис. 5.18. Физическая модель магнитной формы: 1 — металл; 2 — модель; 3 — ферромагнитный материал; 4 — опока

Магнитопровод V

Как следует из анализа физической модели магнитной формы, наиболее опасной с точки зрения прочности формы является гра­ница форма—зазор 8 (участок а-б). На участке а-б будут действо­вать следующие удельные силы:

• давление со стороны песчаной стенки ох’,

• удельная магнитная сила притяжения между ферромагнит­ными частицами Pi;

• давление P2 на границе а-б, вызванное градиентом магнитно­го поля;

• давление газа Pv со стороны зазора 8.

Для равновесия системы сил, действующих на границе а-б, не­обходимо, чтобы их сумма на ось * равнялась нулю:

Равенство (5.37) можно упростить, если разбить его на две час­ти. Можно допустить, что магнитное сцепление между частицами компенсирует давление со стороны наполнителя:

Gx=O. (5.38)

Давление, вызванное градиентом напряженности магнитного поля, компенсируется газовым давлением и силами магнитного сцепления:

Из-за максимального уплотнения формы и невозможности ее бокового расширения можно считать, что форма находится в пре­дельном напряженном состоянии [9]. Если расстояние Ъ между металлом 1 и стенкой опоки 4 больше, чем высота модели X, то можно пренебречь силами внешнего трения. Условие предельного равновесия в этом случае запишется:

Или

Если в < L, то необходимо учитывать силы внешнего трения ферромагнитного наполнителя о стенки опоки и модель. Давление наполнителя ох на границе а-б определится уравнением [9]

Из (5.41) при условии (5.38) следует:

С. =joz tg(45°-|). (5.42)

При наличии сил внешнего трения Oz определяется уравнением (5.17), и уравнение (5.42) примет вид:

С =1

М 2

By – Mg CPrf4

(5.43)

Tg

1 (1-Е b)

Xtg фЕ

Где tg(p.

_ tgCPi+tgCP2 .

; ф2, ф — соответственно углы внешнего

Трения о стенку опоки, о модель и внутреннего трения.

Z

Анализ уравнения (5.43) показывает, что при отношении — >3

Ъ

Величина магнитного сцепления при прочих равных условиях стремится к постоянному значению:

1 By

2 Xtgф}

(5.44)

C =

-tg(45°-^).

При малых значениях Z и больших b магнитное сцепление бу­дет определяться уравнением (5.40) и внешним трением можно пренебречь. Магнитное сцепление Cm связано с напряженностью магнитного поля Hуравнением (5.34), однако для расчета магнит­ного поля проще оперировать магнитной индукцией. Учитывая, что В = IiaH, и подставив значение Cm из уравнений (5.40) и (5.43) в (5.34), получим:

B1 = JtI0CyZ+ P0) tg(45°-|); (5.45)

Bq>

-btBVz‘T

(5.46)

B2=JVo

(1-е

Tg(45°-|)

Уравнения (5.45) и (5.46) являются основными уравнениями для определения индукции магнитного поля формы и расчета маг- нитопровода, причем для мелкого литья, когда расстояние между отливками, отливкой и опокой соизмеримо с высотой отливки, можно использовать уравнение (5.45), а для среднего литья, где

Соответствующие расстояния меньше высоты модели, нужно ис­пользовать уравнение (5.46).

Условие равновесия (5.39) запишется с учетом значения Pr:

(5.47)

К

AmFTJr\

Е<———– ^(1

1 2735СП

CTtIIX ^Тф/т,

Рис. 5.19. Изменение величины давления на модель в магнитной форме на границе модель—форма

На рис. 5.19 представлены характер изменения удельных сил сцепления между частицами материала Pi, давления на модель под действием градиента напряженности P2 и разность этих давлений P2-Pi = ±Р. Зависимость изменения разности давлений ±Р имеет три экстремальные точки. В центре модели действует максималь­ное давление 20 г/см2; второй максимум (15 г/см") имеет место на расстоянии 1/4 от края модели. На концах модели суммарное давле­ние отрицательное, т. е. удельная сила сцепления более чем в 5 раз превосходит давление на модель. Распределение давления на границе мо­дель—форма в данном случае таково, что без мо­дели полость формы под действием давления P2 зарастет ферромагнитным материалом. Расчеты для данного конкретного слу­чая показывают, что для предотвращения зараста­ния полости формы необ­ходимо выполнить усло­вие: P2 – Pi = Pr, или газо­вое давление в зазоре 5 должно быть не менее 20 г/см2. Такое давление вполне реально, и полу­чить его можно, если вос­пользоваться уравнением (5.47) для определения соответствующих парамет­ров технологии литья.

Для изготовления магнитной формы используются различные ферромагнитные материалы: литые чугунные и стальные дроби ДЧЛ и ДСК (ГОСТ 11964-^4-4), стальные и чугунные колотые дро­би ДЧК и ДСК (ГОСТ 11964-66), железные порошки ПЖ-1 и ПЖ-5. Выбор ферромагнитного материала для литейной формы опреде­ляется технологическими и санитарно-гигиеническими условиями производства. Для получения отливок из чугуна и стали следует применять стальные и чугунные литые и колотые дроби различно­го фракционного состава, выпускаемые отечественной промыш­ленностью.

Дробь чугунная колотая состоит из плотных пирамидальных остроугольных зерен, в стальной колотой дроби остроугольные грани зерен притуплены, а сами зерна содержат множество уса­дочных раковин.

K

2,7 2,9 3,1 3,3 3,5 3,7 3,9 4,1 4,3

У, г/см3

Рис. 5.20. Изменение газопроницаемости

Чугунной и стальной дробей в зависимости от их объемной плотности

В табл. 5.4 представлены основные физико-механические свой­ства применяемых ферромагнитных материалов для производства отливок из черных и цветных металлов в магнитных формах при ЛГМ. Металлические колотые дроби обладают высокой газопро­ницаемостью, хорошо уплотняются вибрацией и имеют высокое значение угла внутреннего трения в уплотненном состоянии. Ли­тые дроби, имея округ­лую форму частиц, обладают низким зна­чением угла внутрен­него трения и в этом отношении менее пред­почтительны, чем ко­лотые, т. к. увеличи­вают давление со сто­роны формы на мо­дель, а следовательно, необходимы более вы­сокое магнитное сцеп­ление или более высо­кая индукция магнит­ного поля. Зависимость газопроницаемости ме­таллической дроби ДЧК и ДСК от объемной плотности формы пред­ставлена на рис. 5.20. Несмотря на резкое снижение газопрони­цаемости металлической колотой дроби с увеличением ее объем­ной плотности, она остается довольно высокой.

На рис. 5.21 представлена зависимость виброуплотняемости металлических дробей от отношения ускорения колебаний к уско­рению силы тяжести, откуда следует, что максимальная плотность формы достигается для стальной колотой дроби при п = 5 и для чугунной при п = 6.

Рис. 5.21. Зависимость виброуплотняемости стальной (а) и чугунной (б) колотых дробей от отношения ускорения колебаний к ускорению силы тяжести

А

Е

A X H S S

U CS

S

O

A А,

<u ¦6" Ot (35

D «

O bq U Cj

S X U a» S4 S U О

O

S

И

U h S U S Stf U

U S1 S S Ев И U

S ¦

О

As

A – s V§ Й

S

H S S

4 О C CQ

5

J/^wo ‘чхэонхёэяои

КВНЧ1ГЭ1Т^

OovoTfTj-;_;oou->m 1

Угол внутреннего трения,

После вибро­уплотне­ния

Av<N<N<N<N<N^oasm Tjiflifliflioiri/lirin

При сво­бодной засыпке

C^mmmmrnm^m

Газопроницае­мость, см4/(г • мин)

После вибро­уплот­нения

145 750 1000 1450 160 900 2300 3000 830

При сво­бодной засыпке

505 1770 2780 3820 404 2708 6000 7650 1600

Пористость, %

После вибро­уплот­нения

Чо чо ^O чо Г– rn <N

При сво­бодной засыпке

О© г – г– —’ VO </"1 Zf-

Относительная уплотняемость, %

При вибро­уплотне­нии

VO^ VO CN rN —^ OO^ in Tt сГ о ^ oo I (NINMfNMfN-^

При ста­тической нагрузке

Tt fN r – T-H1 v© r – T-H^ Tt^ OO чеГ тг" СП чо* ri

Объемная масса, г/см3

После вибро­уплотне­ния

3,64 3,64 3,64 3,64 3,80 3,80 4,07 4,07 4,30

При сво­бодной засыпке

I

2,77 2,88

2.90

2.91

2.92 2,97 3,32 3,36 3,62

FW3/J

‘вэовм ввнчггэй^

6,7 6,7 6,7 6,7 7,5 7,5 7,5 7,5 7,14

Марка песка

ДСК-03 ДСК-05 ДСК-08 ДСК-10 ДЧК-03 ДЧК-05 ДЧК-08 ДЧК-10 ДЧЛ-05

Уплотняемость металлических дробей подчиняется уравнению (5.23) при значениях коэффициента |3, указанных в табл. 5.5.

Таблица 5.5

Значения коэффициента виброуплотняемости р для дробей различных марок

Дск-оз

ДСК-05

ДСК-08

ДЧК-03

ДЧК-05

ДЧК-08

ДЧЛ-05

1,07

0,92

0,75

0,74

0,62

0,28

1,2

Эксплуатационная долговечность ферромагнитных сыпучих материалов является важнейшей экономической и технологиче­ской характеристикой процесса производства отливок в магнит­ных формах. В процессе заливки формы металлом ферромагнит­ные материалы подвергаются тепловым нагрузкам, особенно в контактной зоне с металлом. Они взаимодействуют с продуктами термической деструкции модели и с кислородом воздуха при вы­соких температурах. Это должно привести к изменению их струк­туры, гранулометрического состава, формы и поверхности зерен, что должно повлиять на структурно-механические свойства. В табл. 5.6 представлены физико-механические и технологические характеристики ферромагнитных материалов после 30 циклов за­ливки форм металлом, откуда следует, что структурно-механиче­ские свойства металлической дроби в процессе их эксплуатации заметно изменяются. Снижается величина объемной плотности, пористости, газопроницаемости, угла внутреннего трения, увеличи­вается содержание газотворных продуктов термической деструкции пенополистирола, удельная поверхность зерен и неметаллических включений. Поверхность отработанных дробей уже после 10 цик­лов практически вся плакирована углеродом термической деструк­ции полистирола. Плакирование зерен ферромагнитных материа­лов имеет два положительных эффекта: углерод предохраняет зерна от окисления и предотвращает их спекание и комкование, особен­но в высокотемпературной зоне формы. Накопление газотворных примесей в ферромагнитном материале является фактором неже­лательным, однако количество таких примесей стабилизируется после 30 циклов на уровне 0,4 см3/г. После регенерации металли­ческих дробей их основные структурно-механические и технологи­ческие свойства восстанавливаются (см. табл. 5.6).

А и

J/?wo ‘чхэон – doaxoeej квнчкэй^

% ‘чхэормэккэияо

ЧХЭ0Н<Ш0?

J/^IMO ‘чюон – xdsaou квнчиэ!/^

% ‘4XOOHH3dOOB?

Угол внутрен­него трения,

О

КннэнхоииА – odgna

ЭКЭОП

Эяшчэве нонйодоаэ Hdu

O4

>0 H О

О

КинэнхоииА – odgna

SIfDOU

H О S

О. о

С

Эяшчэве HOHfogoao Hdu

Объемная плотность,

Г/см3

КннэнхоппА – odgna

Э1ГЭ0П

ЭЯШЧЭВЕ

ИонЯодояэ Hdu

M U

Ё Я" § S S

S g S

ВннэнхоппА – odgna

ЭКЭОИ

¦&< & о с S

(T) О О Q

W 5

ЭЯШЧЭВЕ

ИоНСодояэ Hdu

?ко/х ‘вээт КВНЧКЭЬХ

ЯОЮШП ОЯХОЭЬИКОХ

CN Сп тг

Os О о-

О (N 1Л N ITi iri VO VO

О" о" о" сГ

О CN Г– Г»

Os ^H гч ^

О" о" о" о"

OOOOO

— о ю <о

O4 О t-" VO1 «О IO

? н о я

V S

В ч

« 2 а в

A CQ ¦в – в

S и

А Й

«I

Is

Tt Tt «О t – Tf Tj – Tf «О f – OO

CN Os CN Os СП СП Tf4 <О

OS OO OO

Tf Tf Tf

OO

OO

VO

СП

Сп

Tf

СП

СП

СП

СП

Г-

О

О

О

О

Г–

OO

OO

Г-

Tf

Tf

Tf

Tf

Tf

Or Os О ¦о – о – о

1Л Ifl ITI

Tt Tf О

О >о

OS OO

Cr^ СП СП СП СП СП

Iotra

О § S О

04 т-<

00 OO Tf

CN CN CN CN CN

О о

О OO

OO Г-

CN CN

TOC \o "1-3" \h \z О о

VO Tf

СП О

CN CN

Ot— t t"— О

VO 1O

Q

S-

S Й

О _ о "

,-Г о

Г-; Tf Гп CNs O^

VO VO vO VO VO

ООО T— CN СП

О Ors О Os

О" о" о" о"

I I

Illl

OOOO OOOO

О —’

¦О Ю

Г – OO СП СП

Tf Tf Tf Tf

I I I

О —’ Ю >О

Г-

Ois СП QO OO Tf Tf

СП СП

O4 (N Оо" Оо"

Os VD \0 Чо ¦О IO

Tf Tf

Ois I

Vo" vo"

О о «о «о

СП СП

¦О кГ)

О о

¦О IO OS OS

VO Ю

¦О «О

О о

OO VO Os Os

Oss O^ CN CN

О о

О о

О О

OO 00

CN CN

ON OS

О о

О о

OO OO

CN CN

Сп сп г-

Vo" vo"

ООО — CN СП

Магнитная проницаемость и остаточная намагничиваемость ферромагнитных сыпучих материалов зависит от величины поля, вида материала, его дисперсности, плотности и циклов заливки формы металлом. На рис. 5.22 представлена зависимость магнитной индукции от напряженности магнитного поля колотых дробей при различной объемной плотности, откуда следует, что при увеличе­нии объемной плотности материала магнитная индукция возрастает.

//, кА/м

Н, кА/м

Рис. 5.22. Изменение магнитной индукции в зависимости от напряженности магнитного поля колотых дробей при различной объемной плотности

А) ДЧК-05 (/ — у = 3,05 г/см3; 2—у = 3,9 г/см3);

Б) ДСК-05 (1 —у = 3,25 г/см3; 2—у = 3,65 г/см3)

На магнитную индукцию оказывает влияние дисперсность ма­териала (рис. 5.23). Магнитная проницаемость чугунной дроби ДЧК несколько меньше, чем стальной, но у обеих дробей она срав­нительно низкая, что объясняется размагничивающим фактором дисперсных материалов (рис. 5.24).

В, Тл

О 1,6 45’6 8 12 16 20 24 28

Я, кА/м

Рис. 5.23. Изменение магнитной индукции в зависимости от напряженности магнитного поля для колотых дробей различной

Дисперсности

Если учесть, что чем ниже магнитная проницаемость материа­ла, тем меньше градиент напряженности на границе металл— форма, а значит, и давление со стороны формы, то низкая магнит­ная проницаемость металлических дробей является положитель­ным фактором. В процессе повторного использования ферромаг­нитные материалы изменяют свои магнитные свойства. На рис. 5.25 представлена зависимость магнитной индукции в форме от состояния металлической дроби, откуда следует, что после 30 циклов заливки формы магнитные характеристики дроби ухуд­шаются, однако после регенерации они практически полностью восстанавливаются.

В, Тл

Н, кА/м

Рис. 5.24. Магнитная проницаемость колотых дробей:

1 —ДСК-02+ПЖ; 2 — ДСК-05; 3 — ДСК-08; 4 — ДСК-1,0; 5 — ДЧК-01; 6 — ДЧК-03; 7 — ДЧК-05; 8 — ДЧК-08; 9 — ДЧК-1,0

О 4 8 12 16 20 24 28 32 36 40

Я, кА/м

Рис. 5.25. Изменение магнитной индукции металлической дроби после 30 циклов заливки формы металлом: 1 — чистый материал; 2 — отработанный материал; 3 — материал после регенерации

Незначительное изменение свойств дроби происходит в резуль­тате изменения химического состава, обусловленного диффузион­ным насыщением частиц углеродом термодеструкции модели. На рис. 5.26 представлена зависимость изменения индукции ферро­магнитных материалов от степени их засоренности неметалличе­скими включениями (остатками от противопригарных покрытий модели), анализ которой показывает, что при содержании 50 % немагнитной составляющей магнитная индукция падает более чем в 2,5 раза. Чрезмерная засоренность ферромагнитных материалов неметаллическими включениями ухудшает их магнитные, физико – механические и технологические свойства, поэтому такие мате­риалы необходимо периодически подвергать регенерации.

В, Тл 0,40 г

TOC \o "1-3" \h \z 0,32 –

0,24 1

0 8 16 24 32 40 48

Н, кА/м

Рис. 5.26. Изменение магнитной индукции металлической колотой дроби от степени ее засоренности немагнитным материалом: 7 — 100 %; 2 — 95 %; 3 — 90 %; 4 — 85 %; 5 — 80 %; 6 — 75 %; 7 — 50 % металлической основы

0,16 –

0,08 –

На рис. 5.27 представлена зависимость эффективных теплофи­зических свойств от температуры магнитной формы из различ­ных ферромагнитных материалов. В табл. 5.7 даны эффективные теплофизические коэффициенты форм из металлических дробей ДСК-08 и ДЧК-05. Там же для сравнения приведены теплофизиче­ские свойства формы из песчано-глинистой смеси и кокиля.

А

500 700 900

1100 1300 1500

Т, 0C

И

О

50

С!

40

30

20

? и

10

0

500 700 900 1100 1300 1500

И

О Г

Рис. 5.27. Измене­ние в зависимости

От температуры заливаемого метал­ла эффективных теплофизичес ких коэффициентов:

А)теплопроводности;

Б) теплоаккумуляции; в) теплоемкости;

1— ДЧК-05;

2 — ДЧК-03;

3 — ДСК-03;

4 ДСК-05

В

? 0,3

0,1

500 700 900 1100 1300 1500

Из данных табл. 5.7 следует, что теплопроводность форм из ДЧК и ДСК в 4 раза выше, чем песчано-глинистых, но в 30 раз меньше, чем из кокиля. Такие условия теплопроводности обеспе­чивают улучшение физико-механических свойств отливок из чер­ных и цветных металлов и сплавов (см. гл. IV).

Со 00 Os

Г – Со CN

Д

Го СГ Г – VO

И

"S

A »

А

VO

О"

И

VO

IП

VO

Cn

Со

VO

CN

CN

«о

О

О

О

О

U

00

Г-

0

OS

О

(1

Tf

Tt

PQ

Ю

«d

CN

CN

И

OO

Tf

CN

О

VO

Tf

Со

Со

Г-

T-

RT

O

O

Ь

•О Tt

00

VO 0^ О

О CN О

О

CN

О

VO со

Os Os

Ив

Ё

S

Я

S

4

S

Он

О – в" Э5 О

5 35 <и H

5

4 «в

СО

6

35 О СО U

V

5 В о

V

T 5

М 5 -в" О

Ч В о» H

CN OS

S

О ч с

00

Г-

CN

О"

О о о

CN

Г – СО

О"

U

Со

Г-

О

Tt

COi^

COs

SS

I-H

СГ

S

8-

H

« §

Sr ^

О Я

Св

А4 о 0) с

S & * §

И ^

S

Сп Л й

IS

<5 f/i

Efi >>

Л S

Ч Cj

Я »

И II

О "

HQ

S о. о

CN со

СО VO CS

И