Все о металле, его обработке и переработке
Партнеры
  • .

Литье по газифицируемым моделям

Страница 3 из 41234

Определение положения отливки в форме

При определении положения отливки в форме необходимо ру­ководствоваться следующими правилами:

• модель в форме следует располагать таким образом, чтобы отношение поперечного сечения ее относительно движения ме­талла при заливке к периметру в этом сечении было минималь­ным. Согласно этому положению, которое вытекает из напря­женности газового режима литейной формы при ее заливке ме­таллом, модель должна располагаться в форме вертикально от­носительно большего ее размера;

• модель необходимо располагать таким образом, чтобы все отверстия или проемы, соединяющие внутренние закрытые или полузакрытые полости модели, находились в верхней ее части или располагались под углом, который должен быть больше угла

Внутреннего трения кварцевого песка или другого формовочно­го сыпучего материала, применяемого для изготовления формы. Исключение из первого правила делается для отливок, у кото­рых два габаритных размера (длина и ширина) значительно пре­восходят третий (высоту). К таким отливкам относятся плиты, ра­мы, столы и другие литые детали, главным образом штамповой, литейной и инструментальной оснастки, а также ремонтного ли­тья. Такие модели следует формовать горизонтально относительно большего размера, применяя разветвленную литниковую систему или двухстороннюю заливку формы металлом.

Выбор способа формовки

Выбор способа формовки зависит от серийности производства, габаритных размеров, массы отливки и технических условий. При серийном производстве отливок для изготовления формы исполь­зуются сыпучие огнеупорные материалы, в основном кварцевый песок. В зависимости от технических требований и сложности от­ливки формовку сочетают с вакуумом или с заливкой формы под давлением. При специальных механических и эксплуатационных требованиях следует применять магнитную формовку с использо­ванием в качестве формовочного материала чугунной или сталь­ной колотой дроби.

При единичном производстве отливок из чугуна массой до 2000 кг и сложности 1-11-го классов можно использовать формов­ку в кварцевый песок с применением вакуума. При отсутствии ва­куума изготовление формы производится из традиционных фор­мовочных материалов и смесей: песчано-глинистых, самотвер­деющих, химически твердеющих, холоднотвердеющих и жидких самотвердеющих.

Для получения отливок массой более 500 мг следует использо­вать двухслойные формы. В качестве первого слоя применяются облицовочные холоднотвердеющие, самотвердеющие или химиче­ски твердеющие (С02-процесс) смеси, а для второго — кварцевый песок при наличии вакуума или сырая песчано-глинистая смесь.

6.2. Разработка чертежа отливки

Чертеж отливки при данном способе литья отличается от чер­тежа детали припуском на механическую обработку и отдельными технологическими элементами, которые не предусматриваются в конструкции. Это галтели, технологические отверстия, утолщение стенок для создания условий направленной кристаллизации от­дельных мест в отливке, уклоны на отдельных элементах отливки, которые получаются при изготовлении модели в пресс-форме.

Припуск на механическую обработку назначается по ГОСТ 26645-85 по 4-7-му классам точности для отливок из алюминие­вых сплавов и по 5-8-му классам точности для отливок из черных сплавов.

При литье инструментальной и штамповой оснастки припуск на механическую обработку можно назначать с учетом опыта завода ВАЗ согласно табл. 6.1.

При изготовлении моделей механической обработкой из плит пе­нопласта уклоны не делаются. При изготовлении моделей в пресс — формах уклоны назначаются в соответствии с ГОСТ 3212-57 с уменьшением величины уклона в 2 раза. Желательно применять минусовые уклоны, если позволяет толщина тела отливки, с целью снижения ее массы. На чертеже отливки указываются остатки пи­тателей, выпоров и прибылей. Линия отрезки выполняется в соот­ветствии со способом удаления: сплошной линией — при отрезке механическим способом, волнистой — при огневой резке. Для проб на механические испытания, вырезаемых из тела отливки, указываются размеры и места вырезки. Назначение пробы указы­вается на поле линии-выноски. Радиус сопряжения стенок отливки назначается в соответствии с PTM12-60 [1]. Величина припуска на механическую обработку указывается цифрой перед знаком шеро­ховатости поверхности детали или величиной уклона и линейными размерами. Припуск указывается цифрой со знаком плюс (+) или минус (-) и буквой T (технологический). Технические условия на отливку разрабатываются в соответствии с ГОСТ 2.115-70 и от­раслевыми стандартами. При необходимости на чертеже отливки указывается класс шероховатости поверхности по ГОСТ 2789-73, который обозначается в соответствии с ГОСТ 2.301-73.

Таблица 6.1

Припуски на механическую обработку деталей штамповой оснастки

Наибольший габаритный размер детали, мм

Положение поверхности при заливке

Припуск на механиче­скую обработку, мм

До 250

Верх

8

Низ

6

261-800

Верх

12

Низ, бок

8

801-2000

Верх

15

Низ, бок

10

2001-5000

Верх

20

Низ, бок

15

5001-8000

Верх

30

Низ, бок

15

6.1. Технологичность конструкции детали

Конструкция литой детали должна быть технологичной, т. е. обеспечивать получение качественной отливки при экономичном осуществлении всего технологического процесса, включая меха­ническую обработку. Это достигается совместной работой кон­структора и технологов, литейщика и механика. Требования по технологичности литой детали при ЛГМ имеют свою особенность, которая обусловлена тем, что модели не извлекают из формы при ее заливке. Однако основные технологические требования к кон­струкции литой детали остаются в силе. Это касается сочетания в детали стенок различной толщины, радиусов сопряжения и пере­ходов от одной поверхности к другой, расположения и формы ба — бышек и ребер жесткости, конструкции массивных узлов и т. д. Если при рассмотрении конструкции литой детали при литье по извлекаемым моделям основное внимание обращается на возмож­ность ее формовки с минимальным количеством стержней, то при ЛГМ — на возможность изготовления модели с минимальным ко­личеством ее составных частей.

Изготовление разовой модели при ЛГМ является наиболее тру­доемкой и ответственной частью всего технологического процесса производства отливки, т. к. качество модели, ее геометрическая точность определяют качество литой детали. Поэтому от техноло­гичности литой детали зависит трудоемкость и качество газифици­руемой модели. Количество составных частей модели зависит от способа ее изготовления, который, в свою очередь, определяется серийностью производства. Следовательно, технологичность литой детали при ЛГМ необходимо увязывать со способом изготовления модели.

При единичном производстве отливок к литой детали предъяв­ляют такие же требования, как и при литье в песчано-глинистые формы по извлекаемым моделям, с учетом неизвлекаемости модели при формовке и литье. Модель в этом случае выполняется из плит пенополистирола механической обработкой, поэтому требования к конструкции детали должны учитывать трудоемкость изготовле­ния модели и формы. Необходимо обращать внимание главным образом на жесткость модели, ее равностенность, отсутствие внут­ренних, труднодоступных для ручной формовки полостей, участ­ков сложной конфигурации, трудоемких для механической обра­ботки плит. При ЛГМ как глухие, так и сквозные отверстия в от­ливке следует выполнять литыми без стержней. Наименьший раз­мер отверстий в отливках из чугуна следует назначать согласно нижеследующим данным:

Диаметр отверстия, мм……………. 25 26-30 31-40 41-80 81-120

Протяженность отверстия, мм….25 26-40 42-100 100-200 200-800

Наибольший диаметр отверстия для стальных отливок можно принимать, используя опыт ВАЗа:

Диаметр

Отверстия, мм…….. 30-60 61-70 71-90 91-140 141-280 281-360

Протяженность

Отверстия, мм…….. до 60 25-50 50-100 100-200 200-400 400-1000

Диаметр глухих отверстий увеличивается на 20 %. Тепловые узлы в отливках следует разгружать отверстиями и полостями. Расстояние между смежными стенками должно зависеть от их протяженности и возможности уплотнения формовочной смеси между ними ручными трамбовками, без разрушения или деформа­ции модели. Нельзя допускать расположение на деталях ребер, бабышек и других выступающих частей, затрудняющих усадку отливки в форме при ее охлаждении после заливки. Большие верх­ние плоские поверхности целесообразно заменять наклонными или располагать ребра жесткости так, чтобы уменьшить возможность образования углеродистых раковин на чугунных отливках и газо­вых — на стальных. Не допускаются резкие переходы от одной стенки детали к другой при их разной толщине, острые углы со­членения стенок детали.

При серийном производстве отливок следует предъявлять к кон­струкции детали требования с учетом технологии изготовления модели и формы из сыпучих несвязанных огнеупорных материа­лов. В зависимости от серийности производства модели могут из­готавливаться автоклавным или машинным способом. В том и дру­гом случаях модели изготавливаются в пресс-формах. Однако если при автоклавном процессе пресс-форма может иметь несколько разъемов и отъемных частей, то при машинном производстве, как правило, только один разъем. Поэтому и требования к конструкции литой детали различные.

При изготовлении модели автоклавным способом необходимо стремиться к такой конструкции детали, чтобы модель отливки можно было полностью выполнить в одной пресс-форме с мини­мальным количеством разъемов и отъемных частей.

При машинном изготовлении модели конструкция детали должна быть такой, чтобы ее можно было выполнить в пресс — форме с одним простым плоским разъемом. Если это невозможно, то следует проработать конструкцию литой детали таким образом, чтобы модель отливки разделялась на минимальное количество простых элементов, последующая сборка которых в единую мо­дель не требовала бы применения сложных кондукторов и других приспособлений.

Учитывая, что форма изготавливается из сыпучих материалов, необходимо предусмотреть возможность заполнения внутренних полостей детали и отверстий сыпучим формовочным материалом (песком). В случае невозможности изменения конструкции детали, имеющей закрытые полости и отверстия или отверстия, проемы в полости, через которые невозможно заполнить их песком, надо предусмотреть технологические отверстия, которые впоследствии подлежат заварке или заделке пробками.

ИЗГОТОВЛЕНИЕ ОТЛИВОК

Согласно табл. 1.1 существует несколько технологических про­цессов производства отливок по газифицируемым моделям, кото­рые отличаются в основном способом изготовления литейной формы. Применение того или иного технологического процесса определяется главным образом серийностью производства, массой отливки, ее конструктивными параметрами и техническими требо­ваниями к качеству литья. Однако независимо от выбранного спо­соба формообразования существуют общие закономерности, кото­рые должны учитываться при разработке технологического про­цесса, т. к. они основываются на применении не извлекаемой из формы газифицируемой модели. К таким закономерностям отно­сятся разработка чертежа отливки и модели, определение положе­ния отливки в форме, расчет и конструирование литниковой сис­темы, подготовка модели или модельного блока к формовке и др.

JIFM является универсальным способом производства отливок. Он применяется в единичном, серийном и массовом производстве отливок из цветных и черных сплавов массой от нескольких грамм до десятков тонн. Однако, как и любой другой способ производст­ва отливок, ЛГМ имеет рациональную область применения, кото­рая определяется конструктивной сложностью детали, ее габари­тами, видом сплава и требованиями к качеству.

В единичном производстве целесообразно применять ЛГМ для получения отливок 1-3-й групп сложности при серийности не бо­лее 3-4 шт. в год и массой до 5 т, хотя в отдельных случаях можно получать отливки и большей массы. При использовании для изго­товления моделей из плит пенополистирола автоматической мно­гострунной установки для резки горячей проволокой серийность отливок можно увеличить в 10 раз и более. При подборе номен­клатуры литых деталей в единичном производстве нужно исхо­дить из следующих характеристик будущей отливки: вид сплава, конструктивная сложность, равностенность и жесткость модели из пенополистирола, трудоемкость изготовления модели и формы, наличие необходимого оборудования и материалов.

Равностенность модели определяет ее жесткость и точность, материал литой детали — возможность получения ее литьем по газифицируемым моделям. Наиболее рационально использовать ЛГМ для получения отливок для ремонтных нужд, эксперимен­тальных отливок, литья инструментальной и штамповой оснастки.

В массовом и серийном производствах при выборе номенклату­ры литых деталей следует руководствоваться следующими поло­жениями:

• отливки должны быть 2-5-й групп сложности, которые при их производстве по извлекаемым моделям требуют примене­ния не менее одного сложного стержня;

• толщина стенок детали должна быть в пределах 5-20 мм, но не менее 3 мм на 10-кратной длине. Внутренние замкнутые, открытые и полуоткрытые полости должны иметь проемы и отверстия, которые обеспечивали бы их заполнение сыпучим материалом при формовке;

• желательно, чтобы отношение объема отливки к ее поверх­ности было бы меньше единицы или близко к ней;

• чистота поверхности отливки должна быть не выше Rz40, размерная и весовая точность не выше 5 т класса (ГОСТ 26645-85);

• рационально применять ЛГМ для получения отливок из алю­миниевых и медных сплавов, из серого, высокопрочного и легированного чугуна, среднеуглеродистых и хромистых сталей, нецелесообразно — из низкоуглеродистых и легиро­ванных сталей;

• наиболее эффективно применять ЛГМ для получения отли­вок по массе: из чугуна — до 50 кг, стали — до 10 кг, алюми­ниевых сплавов — до 20 кг, из медных сплавов — до 50 кг. При применении вакуума возможно получение отливок про­стой конфигурации массой до 2000 кг.

Окончательное решение о применении ЛГМ для производства отливок из черных и цветных сплавов должно приниматься после технико-экономического обоснования с учетом вышеприведенных положений, технических возможностей производства, капитало­вложений и экологии.

Наибольшая рентабельность применения ЛГМ достигается при производстве отливок в автомобильной, электротехнической промышленности, для сельскохозяйственного и тракторного ма­шиностроения, т. е. именно в тех отраслях промышленности, где конструкционная сложность деталей сочетается с повышенными требованиями к геометрической и весовой точности и чистоте поверхности.

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


4.5. Механические свойства отливок

На формирование механических и служебных свойств отливок при ЛГМ оказывают влияние три фактора: изменение химического состава металла, в основном углеродистых сплавов, в процессе за­ливки его в форму; снятие теплоты перегрева заливаемого сплава,


Идущей на термодеструкцию модели, и теплофизические свойства формы, определяющие скорость отвода тепла от отливки.

Скорость затвердевания отливки или нарастание твердой короч­ки металла при его кристаллизации определяется по уравнению

X = K^Ix, (4.35)

Где X— толщина затвердевшего слоя металла за время т; К — ко­эффициент затвердевания, который определяется по формуле:

-^MePMe

1,1286. (Г — Т) K =—— г п———— (4.36)

.Avle

Где Lue — удельная теплота кристаллизации сплава; рМе — массо­вая плотность сплава; Сме — удельная теплоемкость сплава; Tn — температура поверхности отливки; T3 — температура заливки сплава в форму; Tk — температура кристаллизации сплава; 7ф — температура формы.

Для сплава, который кристаллизуется в интервале температур, Tk определяется по формуле

T +T

Tk= нк2 кк, (4.36, а)

Где Th к, Tkk — температура соответственно начала и конца кри­сталлизации сплава. Температура поверхности отливки определя­ется по формуле

TK-TI

Tn-T^ = (4.36,6)

I + -^-

Ke

Где Ьме, — коэффициенты аккумуляции тепла расплавом и фор­мой.

Расчет по уравнениям (4.35) и (4.36) с использованием данных И] и результатов теплофизических свойств формы (гл. V) приве­дены в табл. 4.12.

Таблица 4.12

Значение коэффициента затвердевания К, см/с’/г

Материал формы

Значение коэффициента затвердевания

Чугун

Сталь

Дробь чугунная колотая марки ДЧК-05

0,126

0,15

Дробь стальная колотая марки ДСК-0,5

Од

0,11

Кварцевый песок 1К02А

0,081

0,09

Песчано-глинистая смесь, форма сырая

0,07-0,09

Од

В отличие от кристаллизации отливок в формах из песчано- глинистых смесей, в которых при затвердевании сплава в связи с его усадкой образуется зазор между формой и отливкой, при при­менении сыпучих огнеупорных материалов для формы при JITM обеспечивается постоянный плотный контакт между отливкой и формой в процессе всего периода кристаллизации металла и охла­ждения отливки. Поэтому коэффициент затвердевания К для фор­мы из песка выше, чем при использовании песчано-глинистых смесей при литье по извлекаемым моделям. В табл. 4.13 приведе­ны сравнительные характеристики механических свойств отливок из чугуна марки СЧ20, полученных при одинаковых условиях за­ливки форм из различных формовочных материалов, откуда сле­дует, что увеличение теплопроводности формы способствует по­вышению механической прочности, поверхностной твердости и снижению ударной вязкости серого чугуна. Сравнительные дан­ные механических свойств отливок из чугуна, полученных литьем по газифицируемым и извлекаемым моделям, при прочих равных условиях представлены в табл. 4.14. Повышение механических свойств отливок при ЛГМ объясняется снижением теплоты пере­грева металла непосредственно в форме, увеличением теплопро­водности формы и более высоким коэффициентом усадки.

Механические свойства отливок из сталей различных марок, полученных по газифицируемым и извлекаемым моделям при одинаковых условиях заливки формы металлом, представлены в табл. 4.15, откуда следует, что при литье по газифицируемым моде­лям за счет объемного и поверхностного науглероживания повы­шается механическая прочность отливок при снижении пластиче­ских характеристик, причем с повышением исходного содержания углерода в металле разница в механических свойствах уменьшается.

Зависимость механических свойств отливок из чугуна СЧ20 от материала формы

Материал формы

Толщина отливки,

MM

Прочность на разрыв, кг/мм2

Ударная вязкость, кг ¦ м/м2

Твердость, HB, кг/мм2

Металлическая дробь колотая ДСК-05

10 20

27.3

26.4

0,14 0,19

246 240

Кварцевый песок марки 1К016А

10 20

24,3 23,5

0,28 0,29

192 200

Песчано-глинистая смесь, влажность 4,5 %

10 20

26,2 24,2

0,29 0,27

208 207

Таблица 4.14

Механические свойства отливок из чугуна

Способ получения отливки

№ пар­тии

Стрела прогиба, мм

Прочность на изгиб, кг/см2

Твердость HB, кг/мм2

ЛГМ

1

39

207

2

43

207

3

4,6

44,26

217,3

Среднее

4,26

42,26

210,3

Литье по извлекаемым

1

4,6

44,3

217

Моделям в песчано-

2

4,6

40,0

217

Глинистые сырые формы

3

Среднее

4,2 4,46

40,3 41,53

207 213,6

Таблица 4.15

Механические свойства стальных отливок

Марка стали и способ формовки

Механические характеристики

Сталь ЮЛ

Сталь 45Л

Сталь У ЮЛ

 

ПГФ

ЛГМ

ПГФ

ЛГМ

ПГФ

ЛГМ

 

Твердость, кг/мм2

137

153

168

193

201

230

 

Ударная вязкость, кг • м/см2

8,0

7,0

6,5

4,5

1,5

1,2

 

Предел текучести Gs гс/мм2

33,5

40,5

47,0

48,5

49,5

52,0

 

Марка стали и способ формовки

Механические характеристики

Сталь ЮЛ

Сталь 45Л

Сталь У ЮЛ

ПГФ

ЛГМ

ПГФ

ЛГМ

ПГФ

ЛГМ

Предел прочности ств, кгс/мм2

49,0

56,0

74,0

78,5

66,5

65,5

Удлинение 8, %

18,5

16,5

17,0

17,0

15,0

10,0

Сужение у, %

32,0

27,5

37,5

36,0

25,5

22,0

Примечания: 1. ПГФ — песчано-глинистая форма (извлекаемая мо­дель), ЛГМ — песчано-глинистая форма (газифицируемая модель).

2. Термическая обработка: нормализация при 880 °С, последующий отпуск при 600 °С.

В табл. 4.16 приведены сравнительные показатели механиче­ских свойств отливок из сплавов на медной основе в зависимости от способа литья и материала формы, откуда следует, что отливки, полученные ЛГМ, значительно превосходят по механическим свойствам отливки, полученные по извлекаемым моделям, особен­но по пластическим свойствам (независимо от материала формы). Это можно объяснить отсутствием окисления сплава при получе­нии отливок ЛГМ в связи с восстановительной атмосферой в фор­ме; при литье по извлекаемым моделям атмосфера в полости фор­мы имеет явно выраженный окислительный характер.

В цветных сплавах причиной снижения механических свойств являются оксиды металлов, которые образуются в процессе залив­ки формы в результате взаимодействия струи жидкого металла с кислородом воздуха.

При ЛГМ продукты термодеструкции уже на стадии заливки об­разуют восстановительную атмосферу, что предохраняет цветные сплавы от окисления. Применение в качестве материала формы металлических песков при ЛГМ позволяет на 15-20 % улучшить механические свойства сплавов, в том числе плотность и герме­тичность, что является перспективным направлением в производ­стве отливок ЛГМ из медных сплавов.

Механические свойства отливок из медных сплавов

Таблица 4.16

Материал формы, способ литья

Толщина стенки отливки,

MM

Проч­ность, кгс/мм2

Удлине­ние, %

Твердость, HB, кгс/мм2

Плот­ность, г/см3

Бронза ОЦСНЗ-7-5-1

ЛГМ, дробь стальная ДСК-05

10 20 40

25.0

22.1 19,2

24,8 22,3 16,7

81 78 75

8,81 8,76 8,55

ЛГМ, песок кварце­вый 1К02А

10 20 40

24,1 19,6 17,5

20.7

18.8 14,6

76 72 74

8,56 8,54 8,49

ЛГМ,

Песчано-глинистая

10 20 40

22,2 20,4 18,1

18,4 19,1 14,7

67 65 58

8,50 8,53 8,40

Извлекаемая модель, песчано-глинистая

10

18-20

8

60

-

Бронза БрАМц9-2

ЛГМ, дробь стальная ДСК-05

10 20 40

54.2

52.3 50,8

26,6 25,7 24,5

117 144 112

7,78 7,76 7,15

ЛГМ, песок кварце­вый 1К02А

10 20 40

49,3 50,2 47,8

21,4 19,3 19,7

111 112 104

7,54 7,50 7,53

ЛГМ, песчано — глинистая

10 20 40

50,7 47,5 49,2

24,3 21,1 20,3

112 108 103

7,57 7,49 7,52

Извлекаемая модель, песчано-глинистая

10

40,0

20,0

80,0

-

Латунь JIK-80

ЛГМ, дробь стальная

10

46,0

32,2

117

8,32

ДСК-05

20

43,6

28,3

114

8,26

40

41,2

25,6

110

8,13

ЛГМ, песок кварце­

10

43,8

23,2

108

8,21

Вый 1К02А

20

39,3

25,1

109

8,17

40

35,4

21,6

98

8,19

ЛГМ, песчано-

10

38,5

24.3

101

8,23

Глинистая

20

38,3

21,3

104

8,18

40

34,7

20,8

92

8,11

Извлекаемая модель, песчано-глинистая

10

25,0

10,0

100

Для изготовления литейной формы при ЛГМ используются как традиционные формовочные смеси (сырые песчано-глинистые, само — и холоднотвердеющие, жидкие самотвердеющие), так и не­связанные сухие сыпучие материалы (кварцевый песок, металли­ческая дробь). Технологический процесс изготовления литейной формы из формовочных смесей во многом подобен процессу фор­мовки по извлекаемым моделям и отличается некоторыми техно­логическими приемами; это обусловлено применением неизвле — каемой, легко деформируемой и газифицируемой модели.

Изготовление литейной формы из несвязанных огнеупорных сыпучих материалов стало возможным только благодаря примене­нию газифицируемой модели и является принципиально новым технологическим процессом формообразования.

4.4. Взаимодействие продуктов термодеструкции с отливкой при ее затвердевании и охлаждении

После заливки формы металлом процесс взаимодействия про­дуктов термодеструкции получает свое дальнейшее развитие на границе металл—форма. Во время заливки формы металлом обра­зующаяся жидкая фаза деструкции модели, перемещаясь с зеркала жидкого металла на границу металл—форма, продолжает дестру — гировать с выделением паро — и газообразной, а также твердой фаз (рис. 4.14).

Рис. 4.14. Фрагмент литейной формы: 1 — жидкая фаза; 2 — парогазовая фаза; 3 — углерод; 4 — конденсат;

5 — кварцевый песок; 6 — покрытие на модели

Углерод термодеструкции при заливке формы металлом адсор­бируется на зернах кварцевого песка в близлежащих к отливке слоях формы. Паровая фаза, состоящая в основном из стирола, то­луола и бензола, конденсируется в холодных слоях формы и по мере их нагрева тепловым потоком от отливки перемещается в бо­лее глубокие слои формы. Газообразная фаза, фильтруясь через поры песчаной формы, вытесняет воздух и частично удаляется за пределы формы в атмосферу цеха.

Выход газовой фазы

Направление снижения объема жидкой фазы в процессе ее деструкции

Жидкая фаза

Выход газовой фазы

Жидкая фаза

Рис. 4.15. Разложение жидкой фазы на границе металл—форма

На рис. 4.15 представлена схема процесса деструкции жидкой фазы на границе металл—форма и диффузия углерода в поверх­ностный слой отливки.

(4.26)

Процесс растворения углерода протекает в локальной области, его можно рассматривать как одномерную нестационарную диффузию:

Решение уравнения (4.26) при граничных условиях С(х, х)х= о = Сн; С(х, т)*-*» = Со

Имеет вид


Л

X

(4.27)

2л/5т,

C-C

?- = !-erf


Где С — исходная концентрация углерода в металле; Ch — концен­трация предельного насыщения; т — время.

Уравнение (4.27) позволяет экспериментально определить ко­эффициент диффузии углерода в поверхностный слой отливки при ее кристаллизации и последующем охлаждении. Для стали IOJI было получено значение коэффициента диффузии углерода D = 16- Ю-6 см2/с [5].

В толстостенных отливках получает развитие капиллярный массоперенос углерода в жидкий металл при его кристаллизации, схема которого представлена на рис. 4.16.

X

Vr — Кристалл УчХХ

T L rtX

WsJx

Л-Гхх

OrIKix

Kx4

__Мсталл

Рис. 4.16. Капиллярный массоперенос углерода в жидкий металл

В общем случае скорость движения расплава в капилляре опре­деляется градиентом температур:

Где К = / (ам, г, ?, ц, Т) и зависит от поверхностного натяжения расплава ам, радиуса и длины капилляра г, ?, вязкости \х и темпе­ратуры металла Т. Время капиллярного массопереноса ограничено скоростью кристаллизации металла, однако с повышением содер­жания углерода в сплаве температура начала его кристаллизации снижается, а интервал кристаллизации возрастает, что способству­ет увеличению времени протекания капиллярного массопереноса углерода и повышению его концентрации в металле при получе­нии отливок из низкоуглеродистых марок стали.

Локальные процессы взаимодействия продуктов термодеструк­ции модели с поверхностными слоями отливки приводят к мест­ному изменению структуры металла (сталь) или к формированию

Дефектов (чугун), однако основные процессы взаимодействия по­лучают свое развитие после заполнения формы металлом по мере его кристаллизации и прогрева формы. К концу заливки формы отливка окружена адсорбированным в порах формы углеродом, концентрация которого максимальна на границе металл—форма. Поры формы заполнены газообразными продуктами термодеструк­ции. В ближайших к поверхности отливки слоях формы находится конденсат парообразной фазы термодеструкции модели. По мере прогрева формы конденсат испаряется и повторно конденсируется в более холодных слоях формы. Экспериментально установлено, что движение конденсата подчиняется закону квадратного корня (рис. 4.17) и может быть определено по формуле [18]

I = A^T9

Где для стали А = 25,5 См/мин~2 и для чугуна А = 22,5 См/мин~2 ¦

/, MM

О 3 6 9 12 15 18

X, мин

Рис. 4.17. Продвижение конденсата в форме по мере ее нагревания при заливке стали (/), чугуна (2) и алюминия (3)

На рис. 4.18 показано распределение конденсата в форме через 7 мин после заливки ее чугуном. Три пика на кривой соответству­ют конденсации стирола (температура кипения 146 °С), толуола (110 0C) и бензола (80 °С).

ОД OO Г

0,050

0,025

0,075

О 50 100 150 200 250

/, мм

Рис. 4.18. Распределение конденсата в форме через 7 мин после ее заливки чугуном

На рис. 4.19, где представлены температурное поле и зона кон­денсации в форме после заливки стали при температуре 1550 0C спустя 4 мин, видно, что при достижении в зоне конденсации тем­пературы кипения стирола и его производных (146 °С) начинается испарение конденсата и перемещение его в более холодные слои формы.


T

300

100

50

100

Рис. 4.19. Распределение температуры (T) и конденсата (С) в форме через 4 мин после ее заливки сталью

0,02 400

0,01- 200

150

0

/, мм

500


На рис. 4.20 показано распределение конденсата в форме через 7 мин после заливки алюминия, чугуна и стали.


/, MM

Рис. 4.20. Распределение конденсата через 7 мин после заливки формы алюминием (/), чугуном (2) и сталью (S)


После заливки металла в форме возникает высокий градиент температур между поверхностью отливки и формой. Газификация жидкой фазы на границе металл—форма изменяет состав газовой атмосферы в форме. Форма является капиллярно-пористым телом, в котором под действием градиента температур образуются тер­мофильтрационные пары. Под действием градиентов температуры, давления и концентрации, которые изменяются во времени, в ли­тейной форме протекают сложные процессы тепломассопереноса газо — и парообразных продуктов первичной и вторичной термоде­струкции модели вынужденной и естественной конвекцией, ка­пиллярным массопереносом и взаимной диффузией (рис. 4.21).


О


J

\

(C7H8)n (C6H6)n (C8H8)w

T

Dx

EI

Г\

С

Л

%

S

P о

C7Hs C76H86 CoHo

(f[_m DP_ Dx ' dx

U

Я"

О IU

О

И

Форма

О

X


T » T

OT H

Рис. 4.21. Схема тепломассопереноса в форме при кристаллизации и охлаждении отливки

Вынужденная конвекция имеет место только в первоначальный момент заливки формы металлом и непродолжительное время по­сле заливки в результате разложения жидкой фазы на границе ме­талл—форма. В этот период она подавляет все другие виды массо­переноса. В дальнейшем под действием температурного градиента получает развитие конвективный массоперенос, в результате кото­рого на границу металл—форма интенсивно поступает воздух, со­держащий кислород, азот и в незначительных количествах пары воды. При наличии высокого содержания углерода в прилегающих к отливке слоях формы получают развитие реакции газификации углерода:

С + O2 СО2 +Q (AZ0 = -92 080 - 0,557) (4.28, а) 2С + O2 <r> 2С0 + Q (AZ0 = -52 900 - 43,017) (4.28, б) 2СО + O2 <-> 2С02 + Q (AZ0 = 135 260 + 41,97) (4.28, в)

Реакции полного горения углерода (4.28, а) и догорания СО (4.28, в) имеют место в окислительных условиях. Реакции непол­ного горения (4.28, б) и (4.28, г) получают свое развитие в восста­новительной атмосфере при избытке углерода. Направление хода реакций определяет их термодинамический потенциал. Большое отрицательное значение AZ0 реакций (4.28, а) и (4.28, б) в области высоких температур указывает на большое сродство углерода к кислороду при образовании СО и CO2 и невозможность образова­ния свободных С и O2 из CO2 и СО. Однако при температурах ни­же 1000 0C становится возможным распад СО с образованием С и CO2 и невозможной диссоциация СО с выделением свободного кислорода (4.28, г).

Вторым источником газообразования является окислительная деструкция бензола, стирола и толуола, пары которых поступают за счет диффузии из зоны конденсации парообразной фазы в зону высоких температур. В зоне конденсации окислительная термоде - струкция невозможна в связи с низкой температурой на данном участке формы. Окислительная термодеструкция, наряду с ради- кально-цепными реакциями высокотемпературного пиролиза па­ровой фазы, приводит к появлению в газовой фазе атмосферы формы водорода, метана и этана. В табл. 4.10 дан состав газовой фазы на границе металл—форма через определенные промежутки времени после заливки формы сталью при температуре металла 1550 °С.

Таблица 4.10

Содержание газа (об. %) на границе металл—форма после заливки формы сталью при температуре 1550 0C

Составляющие газовой атмосферы

Время после заливки, мин

Од

2

5

10

15

20

H2

42,0

57,8

51,7

47,1

27,8

41,0

O2

2,85

2,1

1,7

2,3

7,4

2,7

N2

12,1

10,1

11,4

17,9

42,0

31,0

СО

39,5

28,1

31,8

29,3

18,3

21,5

CO2

1,29

0,6

0,5

0,6

0,9

1,2

CH4

2,05

0,8

2,1

3,2

2,3

C2H4

0,81

0,3

0,8

0,6

0,4

0,3

Температура, 0C

840

1105

1170

1060

970

880

Если не учитывать этан, парциальное давление которого состав­ляет тысячные доли атмосферы, и азот, который в данных условиях не вступает в реакции, то окислительно-восстановительный по­тенциал газовой атмосферы в форме будет определяться следую­щим составом газа:

СО - CO2 - H2- CH4 - O2 (4.29)

Углеродный потенциал газовой атмосферы определяется урав­нением

PcoA

Где Рсо, JpCo2' jpCo4 и рщ— парциальное давление компонентов газовой атмосферы; Kp — суммарная константа равновесия реак­ций (4.28) и реакции диссоциации метана: С + CH4. Кон­станта равновесия определяется по формуле

In К„ (4.31)

Ps RT

Для анализа диффузионных процессов углерода из газовой фа­зы в металл удобно использовать понятие термодинамической ак­тивности углерода; ее для газовой фазы можно определить по фор­муле

P2 P

Г CO1 CH4

ICO2 - rH2 P1

Результаты расчета по уравнению (4.32) представлены в виде графика на рис. 4.22, в.


T,0 с 1200

1000 800


0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

N= Ox

О

(U CQ

Гм

О

U

О

S U

°'8 1 I

0,4 I I

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20


0 2 4 6

40

О

W

30

SJ

20

O4

10

10 12 14 16 18 20

Т, мин

5

JS

3 аз

5"

5

Ы

7

Ч о

S

9

О Ц

S

О S

О С

Сз

И

13


Рис. 4.22. Кинетика состава газовой атмосферы в форме после заливки: а) температура на границе металл—форма; б) состав газовой атмосферы; в) активность углерода в газовой фазе и металле; г) изменение кислородного потенциала


Кислородный потенциал Tc0 определяется по парциальному дав­лению его в газовой фазе:

Tio = RTinPoi.

Результаты расчета кислородного потенциала по уравнению (4.33) и данным табл. 4.10 представлены на рис. 4.22, г.

На этом же рисунке приведена зависимость отношения Pc0IPc0i

От времени, которая характеризует направление реакции (4.28, г) и окислительно-восстановительные свойства газовой фазы.

Формирование газовой фазы на границе металл—форма при кристаллизации и охлаждении отливки происходит в результате: окислительно-восстановительных реакций, обусловленных нали­чием продуктов термической деструкции пенополистирола в виде твердой, паровой и жидкой фаз, расположенных в близлежащих к отливке слоях формы; конвективного массопереноса газообраз­ных продуктов и воздуха, возникающего из-за высокого темпера­турного градиента между отливкой и формой; диффузионного массопереноса парообразных продуктов под действием концен­трационного градиента. При получении отливок из углеродистых сплавов формирование их поверхности в процессе кристаллизации и охлаждения зависит от термодинамического потенциала углеро­да в сплаве, который определяется уравнением [10]

Xrvac

Где Nc — мольная доля углерода в сплаве; T — температура спла­ва, К.

(4.33)

На рис. 4.22, в приведены графики изменения термодинамиче­ской активности углерода в сталях 45JI и ЮЛ, рассчитанных по уравнению (4.34). Из графиков, приведенных на рис. 4.22, в и 4.22, г, следует, что в начале процесса охлаждения отливки проис­ходит интенсивный рост термодинамической активности углерода в газовой фазе, величина которого значительно превосходит ак­тивность углерода в сталях 45JI и ЮЛ. В результате происходят поверхностное науглероживание отливок и, как следствие, рост приращения углерода Cnp в сплавах, однако уже через 8 мин имеют место резкое падение активности углерода в газовой фазе и рост кислородного потенциала щ, что приводит к процессу обезугле­роживания поверхности отливки из стали 45JL Активность угле­рода в сплаве IOJI остается ниже активности углерода в газовой фазе, поэтому в данном случае возможны процессы как обезугле­роживания, так и науглероживания, что зависит от температуры (толщины стенки отливки). Начиная с 12 мин происходит незначи­тельный рост активности углерода в газовой фазе, что приводит к повторному процессу науглероживания поверхностного слоя от­ливок, однако он будет постепенно затухать по мере снижения тем­пературы на границе металл—форма. Тонкостенные стальные от­ливки с содержанием углерода более 0,3 % будут иметь обезугле — роженный поверхностный слой (рис. 4.23, а) и переходную перлит­ную зону с повышенным содержанием углерода (до 0,8 %).

Рис. 4.23. Структура поверхностного слоя отливки из стали ЗОЛ при толщине стенки: а) 10 мм; б) 20 мм

При толщине стенки отливки более 10 мм второй этап роста ак­тивности углерода в газовой фазе при сохранении высокой темпе­ратуры на границе металл—форма приведет к вторичному наугле­роживанию обезуглероженного слоя и дальнейшему росту содержа­ния углерода в поверхностном слое отливки (рост Cn) (рис. 4.23, б).

Сталь с содержанием менее 0,3 % углерода может иметь обез — углероженный слой только в тонких сечениях отливки. Так как фасонные стальные отливки имеют стенки различной толщины и процесс их охлаждения неодинаков, то и степень науглероживания их будет различна. На процесс поверхностного науглероживания отливок из стали существенное влияние оказывают технологиче­ские параметры процесса литья. Повышение газопроницаемости формы, увеличение скорости заливки металлом, повышение его температуры непосредственно влияют на интенсивность массопе­реноса и формирование окислительно-восстановительного потен­циала атмосферы в форме (рис. 4.6-4.9 — с индексом П).

Устранение или уменьшение зоны поверхностного науглеро­живания может осуществляться двумя способами: изменением термодинамического потенциала углерода в газовой фазе или тер­мической обработкой отливки. В первом случае в противопригар­ное покрытие вводятся компоненты, которые при заливке формы металлом диссоциируют с образованием углекислого газа и кисло­рода и связывают углерод, уменьшая таким образом углеродный потенциал газовой атмосферы в форме. В качестве таких компонен­тов рекомендуются CaCO3 и смесь, состоящая из 50 % MgCO3 и 50 % маршалита [22]. Изменение термодинамического потенциала углерода и кислорода газовой атмосферы в форме возможно за счет непосредственного воздействия путем подачи в форму воздуха или CO2 после ее заливки металлом для окисления углерода термоде­струкции в прилегающих к отливке слоях формы и удаления из нее продуктов реакции:

Однако необходимо управлять процессом окисления углерода таким образом, чтобы не допустить обезуглероживания поверхно­сти отливки. Заливка металла в вакуумируемые формы при ЛГМ значительно уменьшает как поверхностное, так и объемное науг­лероживание отливок из углеродистых сталей, а также раствори­мость в них водорода.

Во втором случае устранение поверхностного науглероживания отливок достигается диффузионным отжигом 1-го рода, при кото­ром стальные отливки нагреваются до температуры 1000-1100 0C с последующим медленным охлаждением их совместно с печью.

Следует заметить, что поверхностное науглероживание имеет существенное значение только для тонкостенных мелких отливок. При получении крупных отливок массой более 500 кг эта пробле­ма не возникает, т. к. при нормализации поверхностное науглеро­живание практически устраняется.

При заливке чугуна формирование газовой фазы в форме и ее взаимодействие с отливкой происходят иначе, чем при заливке стали. Высокая термодинамическая активность углерода в чугуне практически предотвращает диффузию как первичного, так и вто­ричного углерода, выделяющегося из газовой фазы в процессе охлаждения отливки. Более низкий градиент температур в форме изменяет картину массопереноса.

Таблица 4.11

Содержание газа (об. %) на границе металл—форма после заливки формы чугуном при температуре 1350 0C

Состав газовой фазы в форме на границе металл—форма

Время после заливки, мин

Од

5,0

20,0

H2

47,97

43,32

28,21

N2

11,01

11,19

20,35

O2

2,29

1,72

2,42

СО

23,89

31,69

37,47

CO2

4,42

4,16

5,05

CH4

5,12

5,61

4,74

C2H4

5,36

3,20

1,75

Температура, 0C

640

1095

870

В составе газовой фазы (табл. 4.11) увеличено содержание этана, метана и водорода — продуктов вторичной термодеструкции сконденсированной фазы. Отсутствие процесса диффузии углеро­да первичной термодеструкции в поверхностные слои отливки на границе металл—форма, постоянное выделение углерода вторич­ной термодеструкции приводят к избытку свободного углерода на границе металл—форма. При температуре в указанной зоне выше 900 0C на границе металл—форма происходит конденсирование углерода с образованием пироуглерода, который формируется слоями параллельно подложке. Он обладает большой анизотроп­ностью свойств вдоль осей С и А. По мере увеличения толщины пленки пироуглерода происходит падение температуры его по двум причинам: снижение температуры металла за счет теплоаккумуля — ции тепла формой и теплового сопротивления самого пироуглерода в связи с низким коэффициентом теплопроводности его в направле­нии, перпендикулярном поверхности отливки (ось С). При дости­жении определенной толщины пленки пироуглерода температура его поверхности, противоположной поверхности отливки, стано­вится ниже 900 °С. Это приводит к накоплению на поверхности пи­роуглерода атомарного углерода, который выделяется из газовой фазы, и образованию рыхлого сажеобразного аморфного углерода.

Продукты термической деструкции модели, образующиеся как на стадии заливки формы металлом, так и в период кристаллиза­ции и охлаждения отливки, являются причиной не только струк­турных изменений в поверхностном слое отливки, но и формиро­вания поверхностных дефектов на отливке. Особенно подвержена дефектообразованию поверхность чугунных отливок, что объясня­ется наличием высокого содержания жидкой фазы в продуктах термодеструкции модели. Характерными дефектами поверхности чугунных отливок являются волнистость, углеродистые раковины, выпот, металлические плены и газовые раковины.

Волнистость — вид дефекта (рис. 4.24, а), который характерен для боковых и верхних поверхностей отливки. Он образуется в результате стекания жидкой фазы на границу металл—форма и дальнейшей ее термодеструкции; при этом тонкие плены пироугле­рода обладают высокой адгезией к металлу. Пироуглерод при темпе­ратуре кристаллизации чугуна обладает высокой прочностью. Так, при 1400 0C его предел прочности при сжатии вдоль оси А состав­ляет 700 кг/см2, а коэффициент расширения 0,31 • IO"6 1/град. В то же время чугун при 1100 0C имеет прочность около 4,6 кг/см2 и коэффициент расширения 3,5 • IO 6 1/град. В результате совмест­ного охлаждения прочно связанной системы пироуглерод—металл возникают напряжения сжатия в пленке пироуглерода и растяже­ния в поверхностной закристаллизовавшейся корочке металла, сжатие которой происходит за счет образования волны. Волни­стость является характерным дефектом тонкостенных чугунных отливок, в том числе и при литье по удаляемым моделям при на­личии в песчано-глинистой смеси молотого угля.

Выпот (рис. 4.24, б) — дефект, характерный для боковых по­верхностей толстостенных отливок. Он представляет собой скоп­ление на поверхности отливки металлических капель застывшей легкоплавкой эвтектики, которая появляется при обратной ликва­ции металла во время кристаллизации отливки.

Выпот находится, как правило, в неглубокой раковине, покры­той пленами блестящего пироуглерода, сверху которого находится аморфный сажистый углерод. Природа его образования такая же, как и у волнистости: она основана на совместной деформации пи­роуглерода и прилегающего к нему слоя закристаллизовавшегося металла при получении толстостенных отливок (более 30 мм). При формации поверхностного слоя металла из-за его низкой прочно­сти происходит разрыв тонкой корочки металла, и в образовав­шуюся щель поступает наиболее подвижная, обогащенная фосфо­ром железоуглеродистая жидкая фаза — ликвад, который и за­твердевает на поверхности отливки в виде плен или капель.

Рис. 4.24. Дефекты на поверхности чугунной отливки: а) волнистость; б) выпот и металлические плены; в) углеродистая раковина (см. также с. 185)

Рис. 4.25. Газовая раковина в верхней части чугунной отливки

Углеродистые раковины, заполненные сажистым углеродом (рис. 4.24, в), — вид дефекта, чаще встречающийся на верхних по­верхностях отливки, реже — на боковых. Нижняя часть таких ра­ковин покрыта пленами блестящего углерода. Данный вид дефекта образуется в результате значительного скопления в верхней части отливки жидкой фазы при высокой скорости заливки формы ме­таллом. Раковины достигают иногда значительных размеров (глу­бина до 5 мм и более), что приводит к окончательному браку.

Газовые раковины (рис. 4.25) образуются в результате захвата металлом жидкой фазы термодеструкции модели, которая затем продолжает дестругировать в замкнутом объеме приповерхностно­го слоя отливки. Они образуются, как правило, в верхней части отливки в результате быстрой заливки формы.

Рис. 4.24. Окончание

Количество и вид поверхностных дефектов на чугунных отлив­ках зависят от скорости подъема металла в полости формы (рис. 4.26), температуры заливки металла и толщины стенки от­ливки (рис. 4.27).


VMe, см/с

Рис. 4.26. Зависимость количества дефектов на поверхности чугунной отливки от скорости подъема металла в полости формы


% поверх.

1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550

Рис. 4.27. Количество дефектов на поверхности чугунной отливки при толщине стенки: а) 10 мм; б) 20 мм; в) 40 мм: 1, 2 и 3 — чистая, волнистая и дефектная поверхности при применении противо­пригарного покрытия на модели; la-R 2а — чистая и дефектная поверхности без покрытия модели (см. также с. 187)


% поверх.

1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550

В

% поверх. 125 г

100 -

75 -

50 -

25 -

0 -

1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550

Рис. 4.27. Окончание


О 10 20 30 40 50 60 Толщина стенки отливки, мм

Рис. 4.28. Зависимость оптимальных скоростей подъема металла в полости формы от толщины стенки отливок из чугуна и стали: 1 — сталь; 2 — чугун

На рис. 4.28 даны оптимальные скорости подъема металла в полости формы в зависимости от толщины стенки отливки, обес­печивающие наилучшее качество ее поверхности [20].

При получении отливок из стали из-за высокой активности угле­рода в металле образования дефектов, характерных для чугунного литья, не происходит. Однако для стальных отливок характерны локальные зоны повышенной науглероженности, вплоть до образо­вания цементита. Характерными дефектами стальных отливок яв­ляются подкорковые газовые раковины (рис. 4.29), которые могут быть закрыты с поверхности тонким слоем металла.

Подкорковые газовые раковины могут поражать любую по­верхность отливки, но наибольшее количество их расположено на верхней (по положению отливки в форме) поверхности. Механизм образования указанных дефектов связан с жидкой фазой термоде­струкции модели. Капли жидкой фазы перемещаются с поверх­ности зеркала металла на границу металл—форма, однако значи­тельная ее часть прижимается к верхней части формы или накры­вается расплавом в нижней ее части в начале поступления жидко­го металла в форму, до того как образуется сплошной поток подъ­ема металла в форме. Так как скорость газификации жидкой фазы

Рис. 4.29. Поверхностные дефекты стальных отливок с толщиной стенки 20 мм при расчетной скорости заливки: а) 2-4 см/с; б) 8 см/с; в) 12 см/с; г) 16 см/с; д) 24 см/с


VJVn, %

16 24

Vp, см/с

20 -

10

16

24

Vp, см/с

А SnZS0, % 30

Рис. 4.30. Зависимость поверхностных (а) и объемных (б) дефектов на стальных отливках от скорости заливки при толщине стенок: 1 —10 мм; 2 — 20 мм; 3 — 40 мм (5пи Vn — площадь поверхности и объем отливки, пораженные дефектами; S0H V0 — общая площадь и общий объем отливки)

На порядок ниже скорости термодеструкции модели до газообраз­ного состава продуктов и скорости заливки формы металлом, тер­модеструкция жидкой фазы может продолжаться и после оконча­ния заливки. По мере термодеструкции жидкой фазы происходит выделение атомарного углерода, который, растворяясь в металле, снижает температуру кристаллизации сплава и увеличивает его жидкотекучесть. Расчеты показывают, что при температуре залив­ки среднеуглеродистых сталей (ЗОЛ, 45Л) 1500-1550 0C содержа­ние углерода в прилегающем к жидкой фазе слое металла может превысить 4,0 %, что снизит температуру начала кристаллизации на 200-250 °С. В результате при полном затвердевании основной массы металла в зоне термодеструкции жидкой фазы металл будет находиться в жидком состоянии, и под действием газового давле­ния в этой зоне будут формироваться газовые раковины закрытого (при малых объемах жидкой фазы) или открытого (при больших накоплениях жидкой фазы на границе металл—форма) типа. На образование газовых раковин существенное влияние оказывают плотность пенополистирола, скорость заливки формы металлом и толщина стенки отливки (рис. 4.30) [5].

При получении отливок из сплавов на медной основе жидкая фаза термодеструкции модели смачивает поверхность расплавлен­ного металла и равномерно растекается по всей границе металл— форма, образуя защитную парогазовую прослойку с восстанови­тельными свойствами газовой среды, что способствует предот­вращению окисления металла как в процессе его заливки, так и при последующей кристаллизации и охлаждении отливки. Уста­новлено, что, несмотря на хорошую растворимость водорода в сплавах на медной основе, газонасыщенность отливок при опти­мальных скоростях заливки формы не превосходит газонасыщен­ности отливок при их получении в песчано-глинистых формах по извлекаемым моделям. Если температура заливки бронзы БрОЦСН 3-7-5-1 равна 1200 0C, а толщина стенки находится в преде­лах 10-40 мм, максимальная растворимость водорода составляет 1,74— 2,18 см3/100г (в контрольных отливках, полученных по извлекаемым моделям, 0,94—1,15 см/100 г). Аналогичные результаты были получены при изготовлении отливок из бронзы БрАМц 9-2 и латуни ЛК80-30Л.

Рис. 4.31. Газовая раковина, образовавшаяся в результате захвата части жидкой фазы термодеструкции модели жидким металлом

При производстве отливок из алюминиевых сплавов основной составляющей продуктов термодеструкции модели является жидкая фаза, которая смачивает расплав, равномерно распределяясь по по­верхности отливки, не образуя поверхностных дефектов. Незначи­тельное количество газовой фазы имеет явно выраженные восстано­вительные свойства, которые предохраняют сплавы на основе алю­миния от окисления при их заливке в форму, последующей кри­сталлизации, а также при охлаждении отливки. Однако при скоро­сти заливки, превышающей оптимальную, в режиме охвата модели возможны захват металлом части жидкой фазы и образо­вание крупных внутренних га­зовых раковин (рис. 4.31). При низкой температуре заливки, без учета потерь тепла на тер — модесгрукцию модели, могут образовываться спаи (4.32). He — раскисленный и холодный ме­талл приводит к образованию газовой пористости (рис. 4.33), недоливам и другим дефек­там, характерным при заливке формы холодным металлом.

Рис. 4.32. Дефекты отливки из алюминиевого сплава: 1 — газовая пористость; 2 — металл; 3 — спай

1 2

Рис. 4.33. Пористость металла отливки из алюминиевого сплава: 1 — газовые поры; 2 — металл

4.3. Взаимодействие жидкого металла с продуктами термодеструкции модели из пенополистирола

Наиболее активными компонентами газовой фазы термодеструк­ции пенополистирола в процессе заливки формы металлом явля­ются углерод и водород. Углерод образуется в результате ради­кально-цепных реакций бензола, ацетилена и метана. Установлено [7], что углерод в газовой фазе может состоять в виде атомов и многоатомных частиц, причем с возрастанием числа атомов в час­тице углерода энергия отрыва связи их возрастает, т. е. диссоциа­ция их затруднена. В условиях литейной формы при ЛГМ в газо­вой фазе содержится углерод в атомарном виде, однако с повыше­нием температуры заливаемого металла увеличивается количество трехатомных частиц. В общем случае переход атомарного углеро­да из газовой фазы в раствор жидкого металла имеет три стадии:

• образование атомарного углерода в газовой фазе в результате

Термической деструкции полистирола;

• адсорбция углерода на поверхности расплава (если молеку­лярный углерод, то диссоциация его на поверхности металла);

• диффузия атомарного углерода в расплав.

В зависимости от скорости этих процессов лимитирующим зве­ном может быть каждая из вышеуказанных стадий перехода угле­рода в жидкий металл.

(4.13)

Скорость выделения углерода при термической деструкции по­листирола можно описать уравнением химической реакции перво­го порядка:

(4.12)

Где Go — максимальное количество выделившегося углерода при данной температуре; Gx — текущее значение весовой концентра­ции углерода в газовой фазе; К — константа скорости реакции, которая определяется по формуле

E

С учетом (4.13) уравнение (4.12) можно записать так:


DG

Х

(4.14)

Dx


DGx dx

Энергия активации е = 22,3, а коэффициент А = 230 [10], поэто­му уравнение (4.14) примет окончательный вид:

22 300

После интегрирования уравнения (4.15) количество выделив­шегося углерода в зависимости от времени протекания реакции определяется по формуле


/

22 300 >

RT,

-23 Oe

1-ехр

(4.16)

Gx=Go


Анализ уравнений (4.15) и (4.16) показывает, что выделение уг­лерода при термодеструкции пенополистирола идет с высокой ско­ростью. Коэффициент диффузии углерода в железоуглеродистых сплавах определяется по уравнению [9]


70 RT

(4.17)


Из анализа уравнений (4.17) и (4.15) следует, что константа скорости образования углерода при термодеструкции полистирола на порядок выше скорости его диффузии и, следовательно, стадия выделения углерода из газовой фазы не является лимитирующим звеном растворения углерода в жидком металле.

(4.18)

Скорость перехода углерода из газовой фазы на поверхность расплава описывается суммарным процессом адсорбции углерода и десорбции его с поверхности сплава:

Где К\ и K2 — константы адсорбции и десорбции; 0 — поверхность раздела системы металл—газ, занятая атомарным углеродом.

Если предположить, что скорости адсорбции и десорбции рав­ны, то

В = ——, (4.19 ,а)

Где X = —!—- коэффициент адсорбции или

K2

Z?

X = AeRT, (4.19,6)

Где Q — теплота адсорбции.

В сплавах железо-углерод на процессы адсорбции углерода оказывают сильное влияние поверхностно-активные элементы, такие как кислород, сера, фосфор и азот, которые уменьшают сво­бодную поверхность расплава, снижая тем самым скорость ад­сорбции углерода.

При ЛГМ в газовой фазе практически отсутствует свободный кислород, количество азота ограниченно, поэтому на адсорбцию углерода могут оказывать влияние в основном растворенные в сплаве поверхностно-активные элементы.

Учитывая высокую скорость выделения атомарного углерода в процессе термической деструкции, можно считать, что адсорбци­онная стадия не будет являться лимитирующим звеном в процессе растворения углерода [10].

Процесс растворения углерода термодеструкции в металле сле­дует рассматривать как молекулярную диффузию атомарного уг­лерода с поверхности металла в процессе его заливки в форму и последующего выравнивания концентрации углерода по объему кристаллизующего расплава за счет развития конвективного теп — ломассопереноса. Скорость растворения углерода в железоуглеро­дистом сплаве подчиняется первому закону Фика и определяется уравнением [14]

Ах

Где fi — коэффициент массопереноса (в данном случае коэффици­ент молекулярной диффузии углерода в жидкий металл); F — по­верхность раздела металл—зазор; Cn — предельная растворимость углерода в металле; Cx — содержание углерода в металле к момен­ту х; G — объем металла.

(4.21)

Количество углерода, перешедшего в металл за время его за­ливки в форму, можно определить, если проинтегрировать уравне­ние (4.20) при начальных условиях х = 0, С = C0, где C0 — исход­ная концентрация углерода в металле:

-IoVi

Ct=Cn-(Cn-C0)e

Предельное насыщение металла углеродом зависит от темпера­туры расплава и термодинамической активности углерода, которая зависит от наличия примесей в железоуглеродистом сплаве, и мо­жет быть определено по уравнению [10]

-3′

%С = 3,61 + 1,07(10 3 7) — [8,06 - 4,96(1 O j7)]Si + 0,08Мп -

- 0,02P — [5,68 - З,56(10~37)] S. (4.22)

В табл. 4.8 представлены расчетные данные о предельной рас­творимости углерода в различных железоуглеродистых сплавах, из которых следует, что с повышением содержания кремния и угле­рода в исходном сплаве предельная растворимость углерода в жидком металле уменьшается.

Таблица 4.8

Предельная растворимость углерода


Марка сплава

Сталь 10JI Сталь 45JI Сталь У ЮЛ Чугун СЧ 21-40

Содержание основных элементов, вес. %

Cn

Si

Mn

P

S

5,19

0,30

0,45

0,025

0,02

5,16

0,37

0,55

0,034

0,025

5,19

0,27

0,30

0,021

0,018

4,04

2,18

0,73

0,07

0,031


(4.23)

Коэффициент массопереноса определяется по уравнению [16]

( Е.

Уел

Ц = Но exP

Где E — энергия активации, величина которой в значительной степе­ни зависит от исходного содержания кремния и углерода в сплаве

И изменяется в пределах 12-20 ккал/моль; R — газовая постоянная; T — абсолютная температура, К; цо — коэффициент массоперено — са при определенной температуре, г/(см2 • ч) , может быть рассчи­тан по уравнению [16]:

Ii0=IO"1 {22,6 ¦ (IO-3T) — [4,15 • (I(T3T)-5,3l]Si — - 0,27Мп + 1,04Р} — [60,6 -36,9 • (10~37)]S — 30,32}. (4.24)

Результаты расчета растворимости углерода по уравнению (4.21) с учетом уравнения (4.24) и данных табл. 4.8 для образцов отливок размером 20 х 80 х 200 мм и массой 2400 г приведены в табл. 4.9.

Таблица 4.9

Объемное науглероживание железоуглеродистых сплавов

Марка сплава

Коэффи­циент массопе — реноса

Время залив­ки, с

Темпе­ратура заливки, 0C

Содержание углерода

Исходное

При ЛГМ

Расчет­ное при ЛГМ

Сталь ЮЛ

1,028

5,04

1550

0,12

0,19

0,21

Сталь 45Л

1,012

5,04

1550

0,44

0,51

0,46

Сталь У10К

1,037

5,04

1550

0,98

1,02

1,02

Чугун СЧ 21-40

0,310

10,08

1350

3,08

3,09

3,09

На рис. 4.6 представлены расчетные и экспериментальные дан­ные поверхностного и объемного приращений углерода в отливках в зависимости от исходного содержания его в сплаве.

Установлено [5, 8], что технологические параметры ЛГМ суще­ственно влияют на растворимость углерода в жидком металле. По­вышение температуры металла при заливке его в форму увеличи­вает количество растворимого углерода в отливке (рис. 4.7, а), уве­личение площади взаимодействия жидкого металла с моделью из пенополистирола приводит к росту объемного науглероживания (рис. 4.7, б).


3,0 3,5

С °/п

П — теоретическая П — экспериментальная

0,5

О — теоретическая

. О — экспериментальная

1,0

1,5 2,0

2,5

ИСХ 5 /0


Рис. 4.6. Изменение поверхностного (П) и объемного (О) приращений углерода в зависимости от его исходного содержания в металле

Повышение газопроницаемости формы снижает парциальное давление углерода в газовой фазе, что снижает объемное наугле­роживание расплава (рис. 4.7, в), и наоборот, увеличение скорости заливки формы металлом, плотности модели увеличивает парци­альное давление углерода в газовой фазе и соответственно количе­ство растворимого углерода в отливке (рис. 4.8 и 4.9).


Т,°С

1500

1550 1600

А

АС, % 0,10

0,06 0,02

Рис. 4.7. Изменение поверхностного (П) и объемного (О) приращений углерода в отливках из стали 45JI в зависимости: а) от температуры заливки; б) от толщины стенки отливки; в) от газопроницаемости формы (см. также с. 162)


AC, % 0,10


50 300 500 Гф, ед.

Рис. 4.7. Окончание


0,02

0,06 ¦

0,10

АС, %

11

2 3 4 6 8 9

12

16

24

Vp, см/с

Рис. 4.8. Изменение поверхностного (П) и объемного (О) содержания углерода в отливках из стали 45 JI в зависимости от расчетной скорости подъема металла в полости формы


Применение специального литейного пенополистирола ПСВ-Л с повышенной скоростью газификации снижает объемное наугле­роживание железоуглеродистых сплавов. Приведенные экспери­ментальные данные полностью соответствуют теоретическим пред­ставлениям о растворимости углерода в жидких железоуглероди­стых сплавах [11, 12].


AC, % 0,18


0,020

0,030

0,040 Ум, r/м


Рис. 4.9. Изменение поверхностного (П) и объемного (О) приращения углерода в отливках из стали 45JI в зависимости от плотности модели

В газообразных продуктах термической деструкции пенополи­стирола при заливке формы металлом с температурой 1300-1550 0C содержится до 6-8 % водорода и до 27-37 % азота. Такое значи­тельное количество азота объясняется наличием его в порах пено­полистирола, где он диффундирует в составе воздуха в гранулы при их активации после вспенивания. Кислород взаимодействует с про­дуктами термической деструкции как активный окислитель, и по­этому в свободном виде в-газовой атмосфере он отсутствует. Азот находится в молекулярном состоянии N2, в то время как водород в газовой фазе в зазоре 8 может быть как в атомарном, так и в моле­кулярном виде.

В полости формы, полученной по извлекаемым моделям, при за­ливке ее металлом находится воздух, в составе которого 75,5 масс. % азота и 23,2 масс. % кислорода. Водород в период заливки формы металлом может содержаться в незначительном количестве в ре­зультате диссоциации воды или при термической деструкции свя­зующих компонентов, входящих в состав формовочной смеси или стержней. Существенное различие в составе газовой атмосферы при литье по газифицируемым и извлекаемым моделям в полости литейной формы при ее заливке металлом значительно влияет на кинетику взаимодействия газов с расплавом. Газовое давление в форме при литье по газифицируемым моделям не превышает 0,002 МПа, и только при получении крупных отливок массой более 1000 кг давление в зазоре 8 может достигать 0,027-0,038 МПа.

При таких давлениях растворимость двухатомных газов в жидком металле подчиняется закону Сивертса [12]

Где Pn — парциальное давление газа; К — постоянная, практиче­ски не зависимая от парциального давления.

Процесс растворимости газа в жидких металлах проходит те же стадии, что и процесс растворимости углерода: диффузия молекул газа к границе металл—газ, адсорбция газа на поверхности метал­ла, диссоциация молекул газа на атомы и переход из адсорбиро­ванного состояния в абсорбированное.

В реальных растворах, которыми являются железоуглероди­стые сплавы, на растворимость газов значительное влияние ока­зывают посторонние примеси. Поэтому растворимость газов рас­сматривают с позиций термодинамической активности их, ис­пользуя теорию регулярных и разбавленных растворов [12, 14]. Азот и водород образуют в железоуглеродистых сплавах раство­ры внедрения, т. к. отношение их атомных радиусов к атомному радиусу железа менее 0,59. Азот не является поверхностно — активным веществом, поэтому присутствие в металле поверхно­стно-активных элементов, таких как кислород, сера, может зна­чительно уменьшить его растворимость. Азот характеризуется низкой диффузионной подвижностью атомов в растворе железа, что обусловлено силами его химического взаимодействия с ком­понентами сплава; в результате этого могут выделяться нитрид — ные фазы. Предельная растворимость азота в y-Fe может быть определена по уравнению

В зависимости от сил химической связи между атомами N-R, где R — металл, растворимость азота может увеличиваться или уменьшаться. Так, Mn, Cr, V образуют прочные связи N-R, увели­чивают растворимость азота, в то время как связь В, С, P и Si с азотом значительно слабее, чем с N-Fe, и они уменьшают раство­римость N в y-Fe сплавах. Элементы, образующие растворы вне­дрения в железоуглеродистых сплавах, также уменьшают раство­римость азота. Коэффициент диффузии азота при малых концен- грациях посторонних примесей мало зависит от концентрации азота в газовой фазе и является величиной постоянной [10].

В отличие от азота водород обладает высокой диффузионной подвижностью атомов. Так, при 1600 0C для водорода Dh = = 3,51 • IO-3 см2/с, в то время как для азота Dn = 5,5-3,78 • IO"3 см2/с, а для кислорода D0 = 1,22 • IO-4 см2/с, что объясняется значительно меньшим радиусом атома водорода и его слабым химическим взаимодействием с примесями в железоуглеродистых сплавах. При температурах 1535-2000 0C и атмосферном давлении предельная растворимость водорода в железе определяется уравнением [15]

Углерод и кремний уменьшают растворимость водорода в же­лезе, т. к. они заполняют дырки в а-зоне железа, уменьшая тем самым абсорбцию металлом водорода. Сера и фосфор незначи­тельно влияют на растворимость водорода, марганец и хром не­сколько увеличивают его растворимость в железе, а медь не ока­зывает практически никакого влияния. При рассмотрении кинети­ки растворения водорода в сплавах железа при низкой концентра­ции примесей для отливок с толщиной стенок до 60 мм необходи­мо учитывать значительное снижение коэффициента диффузии водорода с увеличением в сплаве содержания углерода [10]:

Где Dh = 7,8 • 10^ • exp(-2400/RT), см2/с.

Таким образом, растворимость азота и водорода в железоугле­родистых сплавах при ЛГМ должна увеличиваться по сравнению с производством отливок по извлекаемым моделям, т. к. парциаль­ное давление водорода значительно выше в полости формы, а от­сутствие кислорода в газовой фазе способствует адсорбции N2 и H2 на поверхности расплава. С другой стороны, наличие адсорбиро­ванного углерода повышенной концентрации в поверхностном слое расплавленного металла в зоне его взаимодействия с газовой фазой уменьшает растворимость газов.

При ЛГМ технологические параметры оказывают значительное влияние на процесс растворения газов в жидком металле, т. к. они изменяют термодинамические параметры самого процесса.

На рис. 4.10-4.13 приведены усредненные данные многочис­ленных экспериментальных исследований содержания газов в от­ливках из железоуглеродистых сплавов в зависимости от техноло­гических параметров формы при температурах заливки металла 1350 0C (чугун) и 1560 0C (сталь). На рис. 4.10 видно, что содер­жание азота и водорода несколько выше в отливках при ЛГМ, чем в контрольных, полученных по извлекаемым моделям в сырых песчано-глинистых формах. Содержание кислорода в обоих случа­ях остается практически на одном и том же уровне. Увеличение газопроницаемости формы при ЛГМ уменьшает количество азота. Количество водорода с увеличением толщины стенки отливки воз­растает. Повышение содержания азота в отливках из чугуна по сравнению с контрольной объясняется отсутствием кислорода в газовой атмосфере в полости литейной формы, что увеличивает адсорбцию азота на поверхности металла и приводит к увеличе­нию его растворимости [17]. Увеличение газопроницаемости фор­мы снижает общее и парциальное давление газов в полости фор­мы, что в соответствии с законом Сивертса снижает их раствори­мость в металле. Повышение количества водорода в отливках с толщиной стенки 40 мм можно объяснить увеличением числа Re и, следовательно, увеличением доли конвективного массопереноса в общем процессе растворения водорода в металле.

40 мм

Рис. 4.10. Растворимость N2, H2, O2 в чугуне в зависимости от газопроницаемости формы и толщины стенки отливки: 1 — контрольный образец, 2 — газифицируемая модель

200 300 К, см4/(г • мин)


[N], % 0,004

0,0004 -

1,6 см/с

6,0

0,002

О — [Н], % .

0,0006 -

1,6 6,0

-1,6

0,0002 I — [О], % 0,01

200

400

К, см4/(г • мин)

6,0 см/с

0

Рис. 4.11. Растворимость N2, H2, O2 в стали ЗОЛ в зависимости от газопроницаемости формы при скорости подъема металла в полости формы 1,6 и 6,0 см/с: 1 — контрольный образец; 2 — газифицируемая модель с покрытием; 3 — газифицируемая мо­дель без покрытия


Растворимость H2, N2 и O2 в стали ЗОЛ в зависимости от газопро­ницаемости формы и наличия противопригарного покрытия пред­ставлена на рис. 4.11, где видно, что растворимость азота с ростом газопроницаемости снижается до уровня контрольной отливки.

Как и следовало ожидать, применение противопригарного покрытия повышает растворимость азота в металле. Значитель­но снижается растворимость водорода по сравнению с контроль­ной отливкой, что связано с наличием повышенной концентрации углерода в головной части потока металла. Отсутствие кислорода в газовой атмосфере практически не изменяет его содержание в опытной отливке. С увеличением скорости подъема металла в по­лости литейной формы уменьшается количество растворенных газов в отливках, т. к. сокращается время взаимодействия газо­вой атмосферы с расплавом. Однако применение противопри­гарных покрытий на модели приводит к росту парциального давления газов в полости литейной формы и повышению рас­творимости водорода (рис. 4.12).

При высокой газопроницаемости формы с увеличением скоро­сти заливки ее металлом повышается растворимость кислорода и водорода и снижается растворимость азота в отливке, что объясня­ется возрастающей долей конвективного массопереноса в общем процессе диффузионного растворения газов (рис. 4.13).


3-Х—х;

J—I_______ I__ I__ I I

H

2<

____________________ В

J———- 1 I,

Н J А _-. ————————————— /

^r-В

J——— 1__ I__ I__ I I

Рис. 4.12. Растворимость N2, H2, O2 в стали ЗОЛ

В зависимости от скорости подъема металла в полости формы: В — верхняя часть отливки; H — нижняя часть отливки

2 4 6

V„ см/с


Применение противопригарного покрытия повышает раствори­мость водорода и кислорода и снижает растворимость азота в свя­зи с ростом на поверхности расплава адсорбированного углерода. При высокой газопроницаемости формы увеличение скорости за­ливки ее металлом повышает растворимость кислорода и водорода и снижает растворимость азота в отливке, что объясняется возрас­тающей долей конвективного массопереноса в общем процессе диффузионного растворения газов (рис. 4.13).


Рис. 4.13. Растворимость N2, H2,

2 в стали ЗОЛ в зависимости от скорости подъема металла в по­лости формы

При ее газопроницаемости 300 единиц: 1 — верх отливки с покрытием про­тивопригарной краской; 2 — верх отливки без покрытия;

3 — низ отливки с покрытием про­тивопригарной краской; 4 — низ

[Ni, %.

0,004

0,002

[Н], %0 0,0008

0,0004

0

[О], % 0,01

¦V*

6

V, см/с

Отливки без покрытия


4.2. Усадочные процессы при формировании отливки

Усадка отливки (изменение объема и линейных размеров) про­исходит на всех стадиях формирования отливки из жидкого ме­талла. Она оказывает влияние на образование усадочных раковин и пористости, литейных напряжений, горячих и холодных трещин, на размерную и весовую точность отливки, ее герметичность и плотность [23, 24]. Усадочные процессы, протекающие при фор­мировании отливки, определяются химическим составом металла, температурой его перегрева над линией ликвидуса, фазовыми пе­реходами в жидком и твердом состояниях, наличием примесей в металле и скоростью отвода тепла как при кристаллизации распла­ва, так и при дальнейшем его охлаждении в форме.

В общем случае объемная усадка металла Eya определяется:

EFn = ?УЖ — sFgjI (4-6)

Где е е и е — объемная усадка металла соответственно

Pж ‘ Vfh

В жидком состоянии, при кристаллизации и охлаждении. В свою очередь,

Вуя=ая(Тя-Тя); (4Д о)

Os(Ta-Ta)-, (4.6, б)

ЕУя=а ,(T0-T0), (4Дв)

Где аж, а3, а — коэффициенты объемной усадки в жидком со-

Ytl

Стоянии металла, при кристаллизации и охлаждении; Тж — темпе­ратура перегрева металла; Гл, Tc — температуры ликвидуса и соли — дуса соответственно; T0 — температура формы в начале заливки ее металлом.

С учетом (4.6, а-в) уравнение (4.6) примет вид:

Ч =аж(Гя-Гл) + а3(7′я-Гс)±ая(7′с-7’0). (4.7)

Уравнение (4.7) носит весьма общий характер. Если аж можно считать величиной постоянной, то а и а3 зависят от фазовых пере-

M

Ходов и скорости кристаллизации, содержания примесей и силово­го взаимодействия металла с формой. Так, при усадке чугуна раз­личают: усадку в жидком состоянии; предусадочное расширение, связанное с выделением графитовой фазы при кристаллизации расплава; доперлитную усадку; усадку при перлитном превращении, обусловленную переходом yFe —» a, Fe, и послеперлитную усадку.

Для определения объема усадочной раковины при получении отливок из чугуна Н. Г. Гиршович приводит следующую формулу:

К = аж (тх -Tn) +Ey3-1,5ат (T3 — T0). (4.8)

Анализ формулы (4.8) показывает, что снижение температуры перегрева металла приводит к уменьшению объема усадочных дефектов, увеличение усадки при затвердевании способствует увеличению плотности отливки. При ЛГМ температура металла снижается при заливке чугуна на 35 0C и стали на 55 0C за счет потери тепловой энергии расплава на термическую деструкцию модели. Справедливо при этом случае формулу (4.6, а) записать с учетом снижения температуры перегрева металла непосредственно в полости формы в следующем виде:

Для стали

Для чугуна еКж =аж[(Гж-35)-Гл]; (4.9)

Е„, =а. [(Г,-55)-Г.]. (4Л0)

Потери тепловой энергии металлом на термодеструкцию изме­няют условия усадки (если металл находится в жидком состоянии, уменьшают ее). Для стали необходимо учитывать процесс наугле­роживания жидкого металла при ЛГМ, что несколько снижает ли­нию ликвидуса. Однако увеличение содержания углерода в рас­плаве уменьшает объемную усадку, что компенсирует увеличение усадки за счет снижения температуры ликвидуса. На рис. 4.5 пред­ставлены результаты исследования усадки отливки из чугуна в за­висимости от материала формы по газифицируемым моделям (в пес — чано-глинистой форме по извлекаемым моделям), а в табл. 4.4 да­ны численные значения различных этапов усадки.

При литье по газифицируемым моделям уменьшается приуса — дочное расширение за счет снятия теплоты перегрева металла и значительное увеличение послеперлитной усадки, особенно в формах из несвязанных сыпучих материалов. Этот факт можно объяснить двумя причинами: увеличением скорости охлаждения металла в результате плотного контакта материала формы и от­ливки и хорошей податливостью формы из несвязанных материа­лов, кварцевого и металлического песка. В результате общая усад­ка отливки в условиях охлаждения в форме из металлического песка составляет 1,3-1,36 %, т. е. равна свободной усадке для дан­ной марки чугуна, в то время как усадка в форме из песчано — глинистой смеси почти в 2 раза меньше. Значительное увеличение общей усадки при затвердевании отливки должно привести к уве­личению ее плотности и уменьшению усадочной пористости.

!

___

I

\

\

— — -

—-

\\

А

/|

/ /

ГЖ

JAA

—- — ИИ"^

/ г

\

<1

L Г/ й

W

Г *

6

$

To

/2

(6

15Г

/7

OM

П

T,6 IM /,2 T,0

O1S 0,6 Ojt.

О, г.

(Ш {200- м — 200-

Foo W

/

H

Q73 DJf

О

OZ

Рис. 4.5. Усадка отливок из чугуна при ЛГМ: 1,2 — песчано-глинистая форма; 3 — форма из кварцевого песка; 4 — форма из металлического песка


Этапы усадки отливок из чугуна, %

Таблица 4.4

№ кривой

Материал

Способ фор­

?об

 

На рис. 4.5

Формы

Мовки

^iiii

 

1

Песчано-

По извле­

0,30-

0,30-

0,025-

0,73-

0,71-

 

Глинистая

Каемым

0,35

0,35

0,035

0,75

0,74

 

Сырая

Моделям

 

2

Песчано-

ЛГМ

0,32-

0,28-

0,74-

0,73-

 

Глинистая

0,37

0,33

0

0,76

0,76

 

3

Кварцевый

ЛГМ

0,17-

0,40-

0,06-

0,92-

1,06-

 

Песок

0,24

0,42

0,07

0,98

1,12

 

№ кривой на рис. 4.5

Материал формы

Способ формовки

^np

Ёдп

En

?пп

?об

4

Металличе­ский песок (дробь)

ЛГМ

0,10- 0,15

0,44- 0,46

0,09- 0,11

1,05- 1,10

1,3- 1,36

С учетом влияния процесса термодеструкции модели и техно­логии формы на процесс усадки для определения усадочной рако­вины в отливках из чугуна при ЛГМ можно использовать формулу Н. Г. Гиршовича с внесением поправок, учитывающих особенности данной технологии:

^P = аж [(^ж -35)~^л] + 8F3 -2,\ат (T3 — T0). (4.11)

Уменьшение объема усадочных пор при ЛГМ повышает плот­ность отливок из чугуна и стали. Это видно из приведенных дан­ных в табл. 4.5 и 4.6 [5]. Однако при получении отливок из чугуна эффект повышения плотности металла выражен менее четко, что связано с особенностями графитизации чугуна. В табл. 4.7 приве­дены результаты исследования состояния графита в отливках из чугуна, полученных в песчано-глинистой сырой форме по газифи­цируемым и извлекаемым моделям. Из данных таблицы видно, что при ЛГМ увеличивается содержание общего углерода за счет свободного графита. Это происходит в результате диффузии угле­рода термодеструкции модели в жидкий металл при его заливке в форму, что и приводит к снижению влияния вышеизложенных факторов на увеличение плотности металла.

Таблица 4.5

Сравнительные данные по плотности стальных отливок

Марка стали

Плотность конуса, г/см3

Общая

В нижней части

Ст.35Л

8,013 7,608

8,097 7,820

Состояние углерода в чугуне

Плотность чугунных отливок

Марка стали

Плотность конуса, г/см3

Общая

В нижней части

Ст.20Л

7,664 6,771

7,765 6,418

Ст. ЮЛ

8,123 6,716

7,854 7,154

Примечание. Верхняя строка — отливка получена по газифицируемым моде­лям, нижняя — по извлекаемым моделям.

Таблица 4.6

Марка чугуна

Плотность, г/см3

Общая

Низа отливки

Малого конуса

СЧ 21-40

7,186 7,183

7,167 6,960

7,187 7,110

СЧ 24-44

7,178 7,187

7,215 7,164

7,012 6,906

Примечание. Верхняя строка — отливка получена по газифицируемым моде­лям, нижняя — по извлекаемым моделям.

Таблица 4.7

№ опыта

Извлекаемые модели

Газифицируемые модели

Углерод, %

Графит, %

Углерод, %

Графит,

%

Общий

Связан.

Общий

Связан.

1

3,17

0,32

2,85

3,20

0,51

2,69

2

3,17

0,55

2,62

3,19

0,31

2,85

3

3,20

0,42

2,78

3,24

0,40

2,84

Среднее

3,18

0,43

2,75

3,21

0,42

2,79

Страница 3 из 41234