Статьи | Металлолом — Part 117

Методы

Наименование данных

Частично­го окис­ления

Сплавле­ния

Смешения

Перепла­ва

Число плавок……………………….

200

61

9

100

Средняя масса плавки, т

32

25,2

28,3

32

Выход годного, % … .

89,5

90,0

89,0

91,5

Среднее содержание угле­рода в готовой стали, % .

0,09

0,11

0,12

0,105

Угар хрома, % ….

1,8

20,0

9,7

15,4/4,3*

Среднее содержание титана в готовой стали, % …

0,58

0,61

0,43

0,56

Угар титана, %……………………..

47

44

65

48,5

Расход электроэнергии, кет-ч/т……………………………

835

888

1200

763

Среднее содержание серы в готовом металле, % . . .

0,017

0,017

0,019

0,018

Средкее__содержание фосфо­ра в готовом Металле, % •

Средняя продолжительность плавки, ч—мин. . . \ ¦

\

0,027 6—20

0,029 6-40

0,022 5—15

0,027 6—40

1з\ 2US

223

13

L/

33/3?_

^lli 45

Г/А ‘ Я У /2

30

Г

5610-13 >13-16 >16-19 >19-22 >22 (Cr), У.

Рис. 34. Распределение плавок стали Х18Н10Т по содержанию хрома в шлаке 1 перед скачиванием его (цифры — сред­нее содержание хрома для каждой груп­пы шлаков)

17

416

15

6-8 >8-10 >10-12. Расход раскислителеи\ HsJ т петалла^ 4

Рис. 35. Связь между количеством раскислигелей (в пересчете на крем­ний), израсходованных на раскисле­ние шлака 1, и остаточным содер­жанием хрома в нем (цифры у то­чек — число плавок)

О. А. Михайлов [39] приводит диаграмму, показыва­ющую зависимость между содержанием хрома в шлаке и основностью шлака (рис. 33). Эта диаграмма относит­ся непосредственно к концу восстановительного периода плавки, т. е. ко времени перед скачиванием шлака для ввода ферротитана. Однако она справедлива и для кон-

Да раскисления шлака по окончании продувки. Более поздние исследования показали также, что высокие потери хрома при плавке определяются крайне неудовлетворительным использованием хрома ших­товых материалов. Причем основная масса хрома шихтовых материалов, окислившегося в процессе плав­ления завалки и продувки ванны кислородом, теряется со скачиваемым шлаком, кратность которого составляет обычно 12—15% от массы металла, так как восстановле — : ние окислов хрома из него не получает должного разви — ‘ тия. Это положение подтверждается приведенным на ча­стотной диаграмме рис. 34 распределением шлаков, ска­чанных при проведении 318 производственных плавок, по содержанию хрома в них.

Как видим, среднее содержание хрома в них весьма f высоко и составило 15,8%. Из сказанного следует, что I: наряду с мероприятиями, направленными на уменьше — I ние количества окислившегося за периоды плавления и продувки хрома, чтобы добиться радикального снижения общих потерь хрома на плавке, нужно обеспечить достаточно полное восстановление его из шлака конна периода продувки. Увеличение расхода раскислителей (в пересчете на кремний) с 6—8 до 10—12 кг/т, как вид­но из графика рис. 35, ведет к некоторому снижению конечного содержания хрома в шлаке.

После осадочного раскисления металла присаживает­ся феррохром в нагретом докрасна состоянии, а также известь, примерно 20 кг/т. Расплавление феррохрома ве­дется форсированно при тщательном перемешивании ме­талла. Шлак раскисляется смесью из дробленого (фрак­ция мм) или гранулированного силикохрома или 45%-ного ферросилиция 10—15 кг/т и извести 10—20 кг/т, затем порошком 75%-ного ферросилиция 2—4 кг/т до получения коричневого черепка с содержанием в шлаке не более 9% Cr. После этого шлак скачивают начисто. На печах с электромагнитным перемешиванием статор включают примерно на 10 мин в конце раскисле­ния шлака, а также при его скачивании.

Рафинирование металла

Рафинирование металла производят под белым шла­ком. После скачивания шлака присаживают шлаковую смесь из извести 15 кг/т и плавикового шпата 3 кг/т. За­тем, после проплавления шлака и перемешивания ванны, отбирают две пробы металла па полный химический ана­лиз и присаживают раскислительиую смесь из извести 2 кг/т и порошка 75%-ного ферросилиция 1 —1,5 /сг/г. Че­рез 7—10 мин отбирают контрольную пробу металла на химический анализ и производят предварительную кор­ректировку металла по химическому составу. Далее рас­кисление шлака производят порошком 75%-ного ферро­силиция (или силикокальция) порциями по 0,5—1,0 кг/т в чистом виде или в смеси с известью двумя-тремя пор­циями. Смеси присаживают с интервалом примерно 7— 10 мин. Шлак должен быть светлым, рассыпающимся в порошок.

При выплавке нержавеющих сталей типа Х18Н10Т (1Х18Н9Т) необходимо учитывать назначение металла и в связи с этим обращать внимание на содержание се­ры в металле по ходу плавки. Существуют в основном два предела содержания серы в готовом металле: не вы­ше 0,020%, если в процессе изготовления изделий из нер­жавеющей стали применяют сварку, и не выше 0,030% во всех остальных случаях. Очень часто содержание се­ры в первой пробе по расплавлении ванны настолько низ­кое, что позволяет проводить рафинирование ускоренно, под полукислыми шлаками. Тогда шлак образуется за счет присадки шамотного порошка. Когда же к готовому металлу предъявляются повышенные требования в отно­шении содержания серы (не более 0,020%), плавку ве­дут под основными известковыми шлаками. В этом слу­чае рафинирование идет несколько дольше.

Следует также отметить, что некоторое снижение со­держания серы происходит в результате продувки ме­талла кислородом: оно составляет обычно 0,003—0,004%. Значительное снижение содержания серы (до 0,004— 0,005%) наблюдается при выпуске плавкщ Десульфура — ция во время слива металла идет за счет широко извест­ного эффекта Перреиа-Точинского. Под светлым рассы­пающимся шлаком металл выдерживают не менее 30 мин. За 15—20 мин до выпуска плавки замеряют темпе­ратуру металла*, шлак скачивают и присаживают по рас­чету нагретый докрасна ферротитан или отходы метал­лического титана (куски, брикеты, губку).

Куски ферротитана или титана размешивают гребка­ми до растворения, затем присаживают шлаковую смесь из извести 8—12 кг/т и плавикового шпата 3 кг/т. В этот период печь включают па среднее напряжение для подо­грева металла, который интенсивно перемешивают. При применении металлического титана на шлак присажива­ют две смеси порошка (или стружки) алюминия (всего 2—3 кг/т) с мелкодробленой известью или плавиковым шпатом с интервалом 5 мин. Разрешается также при­садка металлического титана в виде губки, брикетов и мелкой обрези в ковш перед выпуском плавки. При этом шлак перед выпуском плавки обновляется полностью п присаживается смесь порошка или стружки алюминия 2—3 кг/т с плавиковым шпатом.

Ниже приведен хронометраж одной из плавок, про­веденных методом переплава с применением кислорода:

Состав шихты, кг:

TOC \o «1-3» \h \z отходы стали Х18Н10Т (Б-26) …… 27000

Отходы кремнистой стали (Б-2) …. 9400

Никель……………………………………………………………………………………………………………………………….. 600

Окись никеля…………………………………………………………………………………………………………………… 1000

Итого……………………………………………………………………………………………………………. 38000

Состояние футеровки печи удовлетворительное. Стены простоя­ли 124 плавки, свод 70. На подину дано 400 кг извести. 7 ч 05 мин — включен ток.

9 ч 55 мин — подрезка шихты кислородом.

10 ч 10 мин—¦ шихта расплавилась. Для раскисления шлака дано

400 кг 45%-ного ферросилиция в виде крупки. 10 ч 20 мин — подкачали шлак и начали продувку ванны кислоро­дом. Давление 0,9 Мн/м2 (9 ат), температура 1590° С. 10 ч 25 мин — взята проба 1: 0,43% С; 0,36% Mn; 12,5% Cr;

11,94% Ni; 0,23% Cu. 10 ч 35 мин — взята проба 2: 0,20% С; 0,024% Р; 0,032% S; 0,18% Mo; 0,10% W.

10 ч 40 мин — взята проба 3: 0,12% С.

10 ч 45 мин — конец продувки кислородом. Взята проба 4: 0,07% С; 10,36% Cr; 12,18% Ni.

10 ч 50 мин — дано 700 кг извести, 150 кг кускового 45%-ного фер­

Росилиция и 4500 кг феррохрома марки ФХ005.

11 ч 00 мин — дано 400 кг извести и 300 кг 45%-ного ферросилиция. И ч 10 .мин—-дано 400 кг извести, 200 кг 45%-ного ферросилиция

И 100 кг молотого 75%-ного ферросилиция. 11 ч 15 мин — шлак жидкий коричневого цвета. Содержание хрома

В шлаке 9,8%- Начало скачивания шлака. 11 ч 25 мин — конец скачивания шлака, дано 800 кг извести и 100 кг

Плавикового шпата. И ч 35 мин — взята проба 5: 0,07% С; 0,32% Mn; 0,020% S; 19,13% Cr.

11 ч 40 мин — взята проба 6: 0,07% С; 0,27% Si; 19,13% Cr; 10,48% Ni.

11 ч 45 мин — дано 100 кг извести и 50 кг молотого 75%-ного фер­росилиция. Шлак светлый, рассыпается в порошок.

11 ч 50 мин взята проба 7: 0,07% С; 19,16% Cr; 10,48% Ni.

U ч 55 мин — дано 450 кг ферромарганца и 100 кг молотого 75%-но­го ферросилиция.

12 ч 05 мин — взята проба 8: 0,09% С; 18,92% Cr; 10,73% Ni.

12 ч 25 мин — скачали шлак. Температура металла 1640° С, дано

1500 кг 26%-ного ферротитана. 12 ч 30 мин — дано 700 кг извести и 150 кг плавикового шпата. 12 ч 45 мин — выпуск плавки.

Состав готового металла: 0,08% С; 1,34% Mn; 0,56% Si; 0,027% Р; 0,010% S; 18,28% Cr; 10,34% Ni; 0,54% Ti.

Исследование некоторых особенностей технологии плавок нержавеющей стали Х18Н10Т, проведенных методом переплава с применением кислорода

Поведение хрома. При рассмотрении технологии веде­ния плавки авторы анализировали поведение хрома в отдельные периоды ее и подчеркивали необходимость проведения мер как по уменьшению угара хрома, так и его восстановлению из шлака. Эти меры предусматри­вают: 1) содержание в шихте кремния до 0,8%; 2) ших­товку по углероду до 0,40% по расплавлении; 3) регла­ментацию содержания хрома по расплавлении в зависи­мости от конечного содержания углерода в готовой ста­ли; 4) начало подрезки шихты кислородом дри расплав­лении 85—90% шихты; 5) наличие основного шлака; 6) нагрев металла перед началом продувки до темпера­туры не ниже 1580° С и подкачивание шлака; 7) давле­ние кислорода для продувки ^0,9—{ДМн/м2 (9—10 ат) при содержании кислорода в газе не ‘менее 92,0%; 8) про­должительность продувки—25—40 мин. После продув­ки— осадочное раскисление; 9) присадка феррохрома после продувки ванны кислородом, раскисление шлака до содержания хрома в нем не более 9% и скачивание его; 10) расход раскислителей до 15 /сг/г.

Ниже приведено распределение величин общих по­терь хрома по отдельным периодам плавки, %

Плавление завалки…………………………………………………………………………………….. 39,0

Продувка ванны кислородом. . .56,0 Рафинирование………………………… 5,0

За период плавления и продувки ванны кислородом теряется примерно 95% от общего угара хрома за плав­ку. Причем основная масса окислившегося в процессе плавления и продувки ванны кислородом хрома шихто­вых материалов теряется со скачиваемым шлаком. На рис. 36 схематически представлен баланс хрома для плавки стали Х18Н ЮТ. ; 2

Многочисленные данные, полученные при проведении плавок стали Х18Н10Т, пока­зывают, что для подавляющего большинства плавок уже к концу периода плавления сум­марное содержание хрома в шлаке составляет от 23 до 32%. За время продувки ван­ны кислородом количество окислившегося хрома завалки увеличивается и содержание его в шлаке к концу периода достигает 31—39%.

На основании данных мно­гих исследователей [67, 73—75 и др.] в условиях сталепла­вильных процессов могут су­ществовать только Сг20з в шлаке и CrO в металле и шла­ке. Результаты анализа шла­ков ряда плавок подтвержда­ют это положение (рис. 37,а). Содержание Сг20з в шлаках к концу периода плавления со­ставляет от 13 до 22%, а к кон­цу периода продувки ванны кислородом от 31 до 37%.

Приход

-L-

Го ь о во во Too

Рис. 36. Баланс хрома для плав­ки стали Х18НЮТ:

I — введено с шихтовыми мате­риалами 56,8% Cr; 2 — введено с ФХ005 и СиХр.50 43,2% Cr; по­теряно хрома при скачивании: 3 — шлака I 0,63%; 4— шлака

II 0,09%; 5 — в литниках, недо­ливе, скрапе 6,46%; 6 — в слит­ках 77,03%; угар хрома за пери­од: 7—проплавления ферротита­на н выпуска 0,14%; 8—рафини­рования 0,82%; 9— продувки 10,83%; 10— плавления 7,6%: 11 — восстановлено из шлака I 3,6% Cr

На рис. 37 прежде всего обращает на себя внимание не только весьма высокое содержание как Сг20з, так и CrO в плавках, но и то обстоятельство, что если к кон­цу периода плавления количества хрома, окислившегося до Cr2O3 и CrO примерно равны, то к концу периода про­дувки ванны кислородом при резком (почти вдвое) уве­личении количества Сг20з содержание CrO в шлаке, как правило, снижается.

129

Уже в процессе плавления завалки наряду с образо­ванием закиси хрома увеличивается и количество окиси хрома в шлаке, получающееся в результате реакции:

9—27 2(CrO) + (FeO) = (Cr2O3) + [Fe]. При этом по мере уве­личения окисленности шлака одновременно с увеличени­ем суммарного количества окислившегося хрома резко увеличивается и количество Сг20з. Этим и объясняется крутой подъем кривой на рис. 38, а с повышением обще­го содержания закиси железа в шлаке.

Рнс. 37. Изменение содержания окиси хрома (а) и закиси хрома (б) в шлаке в процессе плавки стали XI8H10T (по данным различных плавок):

Пробы отбирали: 1 — в начале окисления углерода; 2 — в кон­це продувки ванны кислородом; 3 после раскисления шлака

На рис. 38, б показано влияние окисленности шлака на суммарное содержание хрома в нем. Для шлаков, со­держащих до 12% закиси железа, получена линейная зависимость. Аналогичная зависимость получена между окисленностью шлака и количеством закиси хрома в нем (рис.39). Связь между окисленностью шлака и количе­ством окиси хрома в нем, как видно из рис. 40, имеет ли­нейный характер.

Рис. 38. Распределение хрома между шлаком и металлом (а) и суммарное содержание хрома в шлаке (б) в зависи­мости от содержания закиси железа в шлаке. Пробы от­бирали:

/О

1 — в начале окисления угле­рода; 2— в конце продувки ваниы кислородом; 3 — после раскисления шлака I, в на­чале скачивания; 4— перед скачиванием шлака II; 5 — перед выпуском плавки и нз ковша

8 ‘ 12 (FeO), %

Рис. 39. Содержание закиси хрома в шлаке в зависимости от содержа­ния закиси железа в нем. Пробы отбирали:

Приведенные выше материалы дают основание сде­лать вывод, что в окислительных условиях периода плав­ления завалки и особенно в процессе продувки ванны кислородом по мере увеличения общего содержания за­киси железа в шлаке увеличиваются количества как за­киси, так и окиси хрома. При этом в исследованных ус-

О Ь в 12 16

(FeO)1 %

Рис. 40. Содержание окиси хрома в шлаке в зависимости от содержания закиси железа в нем. Пробы отби­рали:

1 •— в начале окисления углерода;

2 — в конце продувки ванны кисло­родом; 3— после раскисления шла­ка I, в начале скачивания его; 4 — перед скачиванием шлака II; 5— перед выпуском плавки и из ковша

1 — в начале окисления углерода;

2 — в конце продувки ванны/кисло — оодом; 3—после раскисления шлака I, в начале скачдвешия его;

4— Перед., скачиванием шлака II;

5 — перед «выпуском плавки и из ковша

Ловиях увеличение суммарного количества окислившего­ся хрома определяется главным образом увеличением количества хрома, окислившегося до Cr2O3. Образую­щаяся Cr2O3, так же как Fe2O3 и Al2O3, как известно, имеет тенденцию давать в шлаке сложные, тугоплавкие соединения с FeO, MgO и MnO типа шпинелей: (Fe, Mg1 Mn) О — (Cr, Al, Fe)203.

Ч;

I. I tj

I

Выпадение их в жидкой шлаковой фазе в виде твер­дых суспензий и является главной причиной известной практикам повышенной вязкости хромсодержащих шла­ков, в значительной мере затрудняющей ведение стале­плавильных процессов. Действительно, как следует из рис. 41, несмотря на значительное повышение темпера­туры ванны в ходе окислительной продувки, шлак в большинстве случаев неизбежно густеет и становится твердым или в лучшем случае приобретает кашеобраз — ую консистенцию к концу периода. Загустеванием шла — а к концу продувки, очевидно, и объясняются отклоие — ия от линейной зависимости, полученные на рис. 38,6 ри содержаниях закиси железа в высокохромистом лаке больше 12%.

1900

ISOO

X 1700

1600

1500 2U

16

2 3 U 5

Запер

Рис. 41. Изменение температуры металла и жидкоподвижно — сти шлака в процессе плавки стали 1Х18Н9Т (по данным различных плавок). Замеры проводили:

1 — в начале окисления углерода; 2 — в конце продувки ван­ны кислородом; 3 — после раскисления шлака I, в начале скачивания его; 4— перед скачиванием шлака И; S — перед выпуском плавки

Исследованиями большого количества плавок было установлено, что с увеличением содержания Al2O3 в хромсодержащих шлаках заметно снижается содержа­ние окиси хрома. Причиной этого может служить как полная взаимозаменяемость Al2O3 и Cr2O3 в шпинельных группировках, так и некоторое понижение окислитель­ной способности шлака при увеличении содержания Al2O3 в нем. При этом следует также отметить, что уве­личение содержания глинозема до 10—12% может спо­собствовать более эффективному разжижению хромсо — держащего шлака, чем добавка плавикового шпата.

Влияние изменения основности шлака на степень окисления хрома и величину распределения его между металлом и шлаком изучалось многими исследователя­ми [21, 22, 76—80]. Проведенные работы позволяют за­ключить, что в основной печи наряду с закисью хрома

Образуются значительные количества окиси хрома. Во всех этих исследованиях показано также, что наибо­лее значительным факто­ром, определяющим величи­ну коэффициента распреде­ления хрома, является окис — ленность шлака. Обработка полученных данных показа­ла, что с повышением основ­ности окислительного шлака при примерно равных содер­жаниях закиси железа в нем имеется тенденция к не­которому снижению величи­ны коэффициента распреде­ления хрома между метал­лом и шлаком. Полученная зависимость, очевидно, объ­ясняется достаточно четкой связью между содержанием CrO в шлаке и его основностью, выраженной отношени­ем (Ca0+Mg0)/Si02. Как видно из графика (рис. 42), с увеличением основности шлака содержание закиси хрома в нем заметно снижается.

Необходимо также отметить, что в исследованных ус­ловиях периодов плавления и продувки ванны кислоро­дом величина отношения (Ca0+Mg0)/Si02 определяет­ся главным образом, содержанием MgO в шлаке, так как количество CaO в нем мало. Повышение же содер­жания MgO в шлаке, как известно, способствует увели­чению коэффициента распределения хрома за счет уве­личения количества Cr2O3 в шлаке, т. е. способствует по­вышению окисленности шлака и образованию устойчи­вых, тугоплавких хромитов магния (MgO-Cr2O3).

(CaO+tig О)/SiOz

Рис. 42. Зависимость между содер­жанием закиси хрома в шлаке и его основностью. Пробы отбирали:

I — в начале окисления углерода; 2—в конце продувки ванны кисло­родом; 3 — после раскисления шла­ка I, в начале скачивания ого

Кроме этого, повышение содержания окиси магния в шлаке, связанное в ряде случаев с неудовлетворитель­ной стойкостью футеровки подины и откосов, ведет к снижению жидкоподвижности шлака, что в свою оче­редь значительно затрудняет условия ведения плавки и вызывает увеличение потерь хрома со скачиваемым шла­ком.

К концу периода продувки ванны кислородом в 40-г печи образуется около 4500 кг (а при неудовлетвори-

Лробы Пообы

Рис. 43. Изменение содержания оки — Рис. 44. Изменение содержания

Си хрома в шлаке конца периода закиси хрома в шлаке конца перио-

Продувки в процессе раскисления да продувки в процессе раскисления

Его (по данным различных плавок). его (по данным различных плавок).

Пробы отбирали: Пробы отбирали:

1 — в конце продувки ванны кисло — 1 — в конце продувки ванны кисло­родом; 2— после присадки извести, родом; 2—после присадки извести, дробленого Си45 (или Си Хр50) и дробленого Си45 (илн Си Xp.50) и проплавлення их; 3 — после дачи проплавления их; 3 — после дачи порошков Си75 и алюминия перед порошков Си75 и алюминия перед скачиванием шлака скачиванием шлака

Тельной стойкости футеровки подины и до 6500—7000 кг) шлака. Суммарное содержание хрома в этом шлаке со­ставляет от 31 до 39%, а сумма хрома, железа и мар­ганца 50—55%. Как уже выше указывалось, для вос­становления хрома из такого шлака необходимо расхо­довать достаточное количество раскислителей (до 14— 15 кг/т). Пониженный расход раскислителей (6—8 кг/т) приводит к тому, что содержание хрома в шлаке с 34— 38 снижается до 24—26%. Восстановление хрома соста­вляет всего лишь 30%, остальной хром теряется при ска­чивании шлака.

На рис. 43, 44 показано изменение содержания Cr2O3 и CrO в шлаке конца периода продувки в процессе рас­кисления его. При рассмотрении этих графиков видно, что снижение суммарного содержания хрома в шлаке происходит только в первой половине периода раскис­ления во время обработки шлака дробленым 45%-пым

(FeO), %

Ofi 0,8 10

( CaO+MgO)/SiO^

Phc1 45. Связь между содержанием за­киси хрома, и основностью шлака в кон­це периода раскисления перед скачи­ванием егб (цифры у точек—номера плавок) I1

О /0 20

Рнс. 46. Влияние содержания заки­си железа в шлаке на коэффициент распределения хрома между метал­лом н шлаком

Ферросйлицием или силикохромом с известью. В процес­се же последующего раскисления шлака порошком 75%- ного ферросилиция суммарное содержание хрома в нем практически не уменьшается. Причем снижение суммар­ного содержания хрома в шлаке в процессе раскисления его происходит только за счет уменьшения количества Cr2O3 в нем, тогда как содержание CrO в шлаке при этом, как правило, заметно увеличивается. Такой харак­тер изменения содержаний Cr2O3 и CrO в шлаке в про­цессе раскисления подтверждает ступенчатость процес­са восстановления хрома, идущего по схеме: Cr2O3-K ->СгО->Сг.

Одновременно с процессом восстановления хрома, очевидно, идет процесс перераспределения хрома в шла­ке между Cr2O3 и CrO, причем, как следует из рис. 45, содержание CrO в шлаке к концу раскисления определя­ется основностью его, что в свою очередь подтверждает возможность образования в этих условиях устойчивого силиката типа (CrO) • (Si02)4.

Следует рассмотреть взаимосвязь окисленности и ко­личества шлака с распределением хрома между метал­лом и шлаком. Влияние этих факторов, по данным ра­боты [40], представлено на рис. 46, 47.

Выше уже отмечалось, что максимальное извлечение хрома обеспечивается только тогда, когда в период рас­кисления шлака конца продувки добавкой извести повы­шают его основность до 1,4—1,6. Удовлетвори­тельную степень восста­новления хрома можно обеспечить только в том случае, если шлак в про­цессе раскисления его будет иметь основность, выражаемую отноше­нием:

(CaO+MgO)/SiO2 = 1,5.

Основной причиной остановки процесса вос­становления хрома из шлака после дачи 45%- ного ферросилиция или силикохрома, надо пола­гать, является чрезмерно высокая концентрация кислорода в металле не ¦ только к концу продувки ванны кислородом, но и на протяжении всего пе­риода раскисления перво­го шлака. Содержание кислорода в металле к концу продувки ванны кисло­родом колеблется в пределах от 0,11 до 0,195%, а пос­ле раскисления первого шлака составляет от 0,040 до 0,100%. Таким образом, даже в конце периода раскис­ления первого шлака содержание кислорода в металле значительно превышает концентрацию его, равновесную для данных условий, которая составляет ~0,030% [81].

100

^ 80

60

20

О 10 20

Отношение мдеш и/лала А массе металлах

25

1

I

8 I

Si

ЙО

2>

Рис. 47. Зависимость коэффициента использования хрома от отношения мас­сы шлака к массе металла прн различ­ном содержании закнеи железа в шлаке

Опыт выплавки нержавеющей стали Х18Н10Т пере­плавом с применением кислорода показал, что для бо­лее полного восстановления хрома из густого высокохро­мистого (с суммарным содержанием окислов хрома, же­леза и марганца, достигающим 60%) шлака конца перп — ода продувки необходимо раздельное раскисление шла­ков периодов плавления завалки и продувки ванны кис­лородом. Только при такой технологии можно резко сни­зить содержание хрома в них и, естественно, уменьшить общие потери хрома на плавке. Необходимо также и предварительное осадочное раскисление металла после продувки ванны кислородом.

Поведение серы. Выше указывалось на две градации нержавеющей стали по содержанию серы в зависимости от назначения: до 0,02 и до 0,03%. Конечное содержание серы в готовом металле в зависимости от содержания серы в шлаке, состава и количества шлака определяет­ся уравнением:

Rs, 100 [S]H + и (S)h L0Ik 100 -(- i /

U ±с

1

\

И

1

/

/

Ч

H

I

I

/

У

/

/

W

Idaa /

Mj

^/личности J

I I

M \\

\\

Я 1

\ьД

U=O=,

___ — ю.___ с

1539 «С

^J572 «С ‘

L

.Ih,5

Г+L

1455V

FUOO0C

Г1

1U36°C

1000

OIO0C

710

К

Г

^ 600 Vi

\ч

\ aV \

\

Ос.

S\s

353″С

200

100-

О

О

О о

О QO

О

CO

UD

LO

UD

UD

UD

О

О

Га

К

К

Ct

И

И

О,

О.

с

§ 5C

=S

Га

¦к

S

О Ч

3

S

О

Ш

-о

Ol

«

CQ

Га S

И

О a га Ч

Ct

О ^

И

О

U >>

«

S

Tfs,

Is

Ч о с о,

Н

К S га S

3

О Cl,

Go-

° 2

О

S

S

К о» ч —

О Si

S-

>>

M

АГ

>>

И **

И S

Tlj

Га о

A

Га о

° 5

Ч

Ч о

Га

СГ)

С со

СО

С го

Марка стали

Атмосфе —

Угар элементов.

%

Ра при ЭШП

Mn

Si

Ti

A1 I

В

V

1—2X13, 1Х17Н2 .

Воздух

—

0,05

—

—

—

__

ЭИ961…………………..

»

—

0,05

—

—

—

0,02

ЭП222 (Х21Г7АН5)

»

0,7

±0,10

—

—

—

—

Х18Н10Т. . . .

Аргон

—

+ 0,10

0,10— 0,20

—

—

—

ЭИ481…………………..

Воздух

0,3

—

—

—

—

0,05

ЭИ654 …………………

Аргон

—

0,15

0,15

0,10

—

—

ЭП381…………………..

»

—

+0,10

—

—

0,03

—

CN

J

О

I

5—77

CD аср, где оср — прочность сцепления покрытия с кокилем при испытании на срез.

Из выражений (62) и (63) следует, что вероятность растрески­вания и отслоения покрытия от кокиля тем’выше, чем больше коэффициент термического расширения атз, модуль упругости E3 и температура 03. Значения атз для некоторых газопламенных и плазменных покрытий указаны в работе [147]. Термическое расширение песчано-смоляных облицовок натцирконовом напол­нителе примерно в 3 раза меньше, чем на кварцевом.

Способность покрытия выдерживать термомеханическое воз­действие может быть оценена параметром Пг — отношением предела прочности покрытия (Гв, к напряжениям, вызванным температурой. Учитывая формулу (62), имеем

H1 = Ст»з(1~Уа). (64)

Величину Jli целесообразно находить для наиболее тяжелых условий термического нагружения. Такие условия возникают на рабочей поверхности покрытия при идеальном контакте расплава q формой. Так как коэффициент аккумуляции теплоты материала отливки (металла) значительно больше коэффициента аккуму­ляции теплоты материала покрытия (неметалла), то

«3(Е~Г3)- (64′)

Из выражения (64′) видно, что механическая теплостойкость за­висит от заливаемого в кокиль металла (значения взал)- Значе­ние Ui тем выше, чем больше при температуре заливки 0Вз— и меньше атз. Широко известная литейщикам повышенная тепло­стойкость песчано-смоляных смесей на цирконовом песке объяс­няется тем, что атз этого материала меньше, чем кварцевого песка. Пределы изменения коэффициента Пуассона невелики. Поэтому роль V3 мала.

Эрозия покрытия (разрушение поверхности тела при течении жидкости или газа) снижает теплозащитные свойства покрытия и приводит к дефектам в отливках: засорам, наплывам, шерохо­ватости и т. д. Отрыв частичек с поверхности формы происходит в случае, когда скоростной напор расплава становится равным пределу прочности покрытия в тонком поверхностном слое или больше его. Следовательно, параметром гидродинамического уноса вещества с поверхности формы является выражение

Я2 = ^. (65)

Pi»2

Температурная зависимость прочности покрытий первой группы не изучена. Благополучнее обстоят дела с покрытиями второй группы. Многие ученые исследовали влияние температуры на прочность обычных формовочных смесей, в том числе и таких, которые применяют в качестве облицовок кокилей. Эксперимен­тальные данные могут быть аппроксимированы параболой, про­ходящей через две точки: максимальную температуру То, при которой сохраняется прочность сВзо, определенная при нормаль­ных условиях, и температуру Tp, при которой наступает полное разупрочнение смеси. Соответствующая функция имеет вид

0B3 = 0B3O (уЧт^)™» (66)

SiP ‘о

Где m — показатель параболы. На основании экспериментов для песчано-смоляной облицовки можно принять m = 3. Фор­мула (66) справедлива, если Т’а < T3 с Tv. При T3 < Т’0 сВз = = 0Взо, при T3 > Tp 0Вз = 0.

Зависимость (66) сильно осложняет анализ эрозионной стой­кости покрытия. Дело в том, что при снижении скорости заливки уменьшается скоростной напор, но повышается температура нагрева рабочей поверхности формы (вопрос этот подробно рас­смотрен в гл. II) и, следовательно, падает прочность.

,»= 500 Bmf(M-R)

9′

8

7 6

5 Ч J 2 1

1

4

* -7

Z

3

О

LgfU

«=WOOBmf(M-K)

8 7 6 5

J 2

О

U = 0,05

Рис. 36. Изменение параметра гидродинамического уноса поверхности облицовки пото­ком расплава в зависимости от скорости а и безразмерной координаты л

S

Lg П,

На рис. 36 представлены кривые, рассчитанные по формуле (65) для примера, рассмотренного в параграфе 3 гл. II (заливка чугуна в кокиль, облицованный песчано-смоляной смесью). При этом учитывалась зависимость (66), в которой было положено Tq — 420 К и Tp= 720 К — Анализ кривых на рис. 36 показывает следующее. При значительном падении 2ет, в каждом цикле нагружения деформация растяжения сменяется деформацией сжатия. Рассмотренный механизм нагру­жения приводит к термической усталости материала стенки.

Строгий математический анализ термических напряжений в ко­килях с учетом пластической деформации материала рабочей стенки представляет собой весьма сложную задачу. Поэтому ограничиваются обычно решением задачи в упругой постановке. Если же материал формы обладает четко выраженными пластиче­скими свойствами (например, сталь), то полученное решение в упругой постановке рассматривается совместно с диаграммой деформаций для соответствующего материала. При этом учиты­вается известная в механике деформируемого тела теорема о раз­грузке. Сказанное здесь поясняется примером, рассмотренным в следующем пункте.

Термические напряжения, но локального характера, возни­кают также вследствие структурных превращений и роста мате­риала кокиля. Эти процессы интенсифицируются с повышением температуры нагрева.

Способность кокиля выдерживать термические напряжения зависит от механических свойств его материала при рабочих тем­пературах. Свойства эти резко изменяются при нагреве. Так, например, при однократном нагреве до 900 К предел текучести стали 15 снижается примерно в 3 раза. Для большинства сталей в интервале 775 —825 К наблюдается значительное снижение удар­ной вязкости. Это обстоятельство учтено в рекомендациях по применению параметра П для оценки пригодности пластичных металлов в качестве материалов кокилей (см. табл. 19).

Здесь же необходимо подчеркнуть, что различного рода пре­вращения в металле интенсифицируются не только с повышением температуры, но и при наложении напряжений. Эти превращения при циклическом термическом напряжении, в свою очередь, сни­жают механические свойства материала.

Изменениям в чугуне при многократном нагреве (поскольку этот материал чаще других используют для кокилей) ниже посвя­щен отдельный параграф. Метод определения снижающегося качества кокиля при циклических тепловых нагрузках обсуж­дается в гл. VII.

2. ТЕРМИЧЕСКИЕ НАПРЯЖЕНИЯ

Между конструкцией кокиля и его стойкостью существует тесная связь. Так, например, чрезмерно большие ребра кокиля вызывают интенсивное развитие трещин на внутренней (рабочей) поверхности. Выше указывалось, что такие ребра могут явиться причиной трещин первого рода. Малые ребра могут не обеспе­чить необходимой жесткости и, следовательно, стойкости против коробления. Стойкость кокиля существенно зависит также от толщины стенки и размеров обрамления (части стенки по контуру рабочего гнезда).

Итак, конструкция кокиля определяет величину и характер температурных напряжений в нем. В связи с этим представляют

Рис. 30. Схема к анализу термических напряжений в плос­ком кокиле с обрамлением и ребрами (Xoc— расстояние

Между центрами тяжести сечения плоской стенки и кокнля)

1 интерес плоский кокиль, имеющий обра­

Мление и подкрепленный ребрами, и ци­линдрический кокиль, термическое рас­ширение которого вдоль оси либо сво­бодно, либо ограничено. К плоскому кокилю может быть отнесена форма, одно измерение которой значительно меньше двух других (половина разъем­ного кокиля, поддон, плоская излож­ница и т. п.), а к цилиндрическому — многие вытряхные (неразъемные) формы и изложницы для центробежной отливки труб.

Ниже рассматриваются принципиаль­ные особенности напряженного состояния кокилей различных конструкций из упру­гого и упруго-пластичного материалов. Данные о влиянии пара­метров технологического процесса на условия работы кокилей приведены в параграфе 2 гл. VII. Получены они в результате расчетов с помощью ЭВМ. Указанные данные являются приме­рами конкретного подхода к расчетному проектированию тех­нологии.

Плоский кокиль. Если рассматривать плоский кокиль как свободно деформируемую конструкцию и если действительный за­кон распределения тмпературы по сечению стенки кокиля аппрок­симировать параболой, то, используя известные положения теории термоупругости, можно получить формулы для определения упру­гих напряжений в плоской стенке, которая непосредственно сопри­касается с отливкой, а также в обрамлении и в ребрах (рис. 30). Для кокиля, имеющего только обрамление (ребра отсутствуют), формула для расчета напряжения в стенке толщиной X2 имеет вид

(55)

А формула для расчета напряжения в обрамлении

Где amz — коэффициент термического расширения; E2 — модуль упругости; V2 — коэффициент Пуассона; ЬТ2 — перепад темпе­ратуры по сечению плоской стенки с толщиной X2, Q’i„ — темпе­ратура на внешней поверхности кокиля, отсчитанная от темпе­ратуры обрамления как от нуля; I — размер плоской стенки (т. е. части формы, соприкасающейся с отливкой); L —габарит­ный размер кокиля.

При выводе формул (55) и (55′) принята парабола второго порядка. Из формулы (55) видно, что, вопреки распространенному мнению, температурные напряжения в рабочей стенке зависят не только от ST12, но и от повышения температуры на внешней поверхности формы. Более того, в кокиле с очень массивным обрамлением (IlL -»- 0) напряжения на внутренней поверхности плоской стенки (х — Х2/2) в пределе равны (минус относится к напряжению сжатия):

Gm2E2 = — TT^

Где 02п—температура на внутренней поверхности, отсчитанная от температуры обрамления как от нуля.

Только в случае, когда обрамление отсутствует (IlL 1), напряжение в плоском кокиле зависит от перепада температуры. То, что в кокиле с массивным обрамлением Oz на внутренней поверхности зависит от Q2n и в кокиле без обрамления —от ST12, подтверждается экспериментально.

На рис. 31 показана зависимость напряжений, найденных по формулам (55) и (55′), от отношения HL при различных значе­ниях отношения Q2JbT2 (0, 1, 2, 3, 4).’ Из графика следует, что чем больше отношение Q2JbT2 при неизменном бT2, тем выше напряжение сжатия..

Другой важный для практики вывод заключается в том, что увеличение обрамления (уменьшение отношения HL) приводит к росту напряжений в стенке. Этим, по-видимому, объясняется наблюдаемое на практике преждевременное образование трещин в кокилях с массивным обрамлением. С помощью формул (55) и (55′) можно подобрать оптимальные соотношения размеров стенки и обрамления.

Термоупругие напряжения в ребристом кокиле без обрамления представлены в виде графика на рис. 32. При построении кривых было принято равномерное расположёние ребер, отношение вы­соты ребра к толщине стенки hiX2 = т и отношение суммы тол­щины ребер к размеру плоской стенки (?Г)/1 = к (см. рис. 30). Как видно, при Q2n = 0, т. е. в случае, когда внешняя поверх­ность не нагревается (что наблюдается в массивных кокилях), увеличение ширины (либо количества) и высоты ребер приводит к возрастанию напряжения сжатия на внутренней поверхности формы. В рассматриваемом случае на внешней поверхности кокидя напряжения изменяют знак,

Рнс. 81. Температурные напряже­ния на внутренней поверхности пло­ской стенкн (сплошные лнннн) н об­рамления (штриховые лнннн) в за­висимости от величины обрамления

Рнс. 32. Влияние оребрення плоской стенкн на тем­пературные напряжения на внутренней (а) н на­ружной (ff) поверхностях:

————— 02п/вГ2 = 0;——————— e2n/6 T2 = IJ

—————————————————————————— е2п/йг2 = 2

Из рис. 32 видно, что при повышении температуры на внешней поверхности (G2VST2 > 0) ребра не только изменяют величину напряжений, но и их знак. Очевидно появление растягивающих напряжений на внешней поверхности оребренной формы является причиной образования трещин, развивающихся с этой^оверхности внутрь формы (т. е. трещин первого рода).

J __________________________________________________________________________________ Y

На рис. 33 приведены кривые изменения напряжения о-—

На внутренней поверхности чугунного плоского кокиля при охлаж­дении в нем чугунной отливки толщиной 2Хх = 40 мм. Расчет температурного поля для реальных параметров литья произво­дился по формулам параграфа 2 гл. II. Температурные напряже­ния рассчитаны для кокилей следующих конструкций: плоская стенка, вставленная в обойму большой жесткости (деформация стенки вдоль краев исключена); кокиль без обрамления, но с тон­кими и длинными ребрами (изгиб исключен); кокиль с массивным обрамлением и длинными ребрами либо кокиль, у которого HL 0 (деформация вдоль краев и изгиб исключены); кокиль без обрам­ления и ребер (свободная стенка).

Как видно из рис. 33, при исключенной деформации вдоль краев и особенно при исключенных осевой деформации и деформа­ции изгиба напряжения увеличиваются с уменьшением толщины

20 40 SO 80 100120140 с О 20 40 60 80 100120 140 с

Деформация Вдоль

20 4 0 60 80 100120 140 с

:0 40 СП 80 100 120 140 с

Рис. 33. Температурные напряжения в нагреваемой поверхности плоского кокнля с естественным воздушным охлаждением (материал отлнвкн—чугун, 2Jf1 —4G мм):

Свободная стенка

500

— исключена Sr лг И S рт=?

Деформация

Изгиб исключен

I, II, III — моменты времени окончания соответственно отвода теплоты перегрева, за­твердевания и охлаждения до температуры выбивкн

Стенки кокиля. В указанных случаях напряжения достигают наи* большей величины ко времени извлечения отливки. При этом чем раньше извлечена отливка из кокиля, тем меньшие напря­жения возникают в нем. Этот вывод находится в полном соответ­ствии с практикой кокильного литья.

В кокиле, в котором исключен только изгиб или температурная деформация свободна, напряжения увеличиваются с увеличением толщины стенки кокиля. Для этих кокилей более ранняя выбивка преимуществ не дает, так как напряжения достигают максимума до начала затвердевания отливки.

Идеи и выводы настоящего параграфа послужили основой для разработки практическихТрекомендаций по выбору толщин сте­нок плоских кокилей. Указанные рекомендации в виде графика приведены в гл. VIIL

Цилиндрический неразъемный кокиль. Такие кокили бывают двух принципиально различных конструкций: кокили, терми­ческое расширение которых вдоль оси не ограничено, и кокили, в которых это расширение исключено. Используя известные ре­шения теории термоупругости и представляя температурное поле параболой второго порядка, имеем:

Тангенциальные напряжения

= T=^6tS [к+Ж Х

Х(зR1+R2) — ў=^-(3/?+ѕ)] — (ѕ)2}; (56)

Радиальные напряжения

+тЫ&(57)

Осевые напряжения при свободной осевой деформации

«.-^«¦.[^О + к^ЬОтЗЭТ (И)

Осевые напряжения при исключенной осевой деформации

.i-[¦? (1 + A) ^ —

(58″)

На внутренней поверхности кокиля (R = R1):

Rr —rr — amA ST Г 3 + m ll ГГ — О

6 ~ г — Т^Г2б/2 L 6 (1 + т) — 1J’

ChniE1Or, Г V2 (3 + т) . ] р а»

= ITT^672 [ 6(1+m) -1J»

В формулах (56—58) —внутренний радиус; R2 —внешний радиус; R —текущий радиус цилиндрического кокиля (R1 < « R < R2)-, т = R2: R1.

Из приведенных формул видно, что осевые напряжения за­висят от характера осевой деформации: с ограничением ее они резко возрастают, причем определяются как ST12, так и 02П — В ци­линдрических кокилях, осевая деформация которых свободна, могут образовываться поперечные и продольные трещины на внутренней поверхности, а в кокилях с исключенной осевой деформацией можно ожидать появления прежде всего поперечных трещин. Очевидно для цилиндрического кокиля, как и для пло­ского, в зависимости от конструкции в одном случае целесооб­разно стремиться к уменьшению бT2, а в другом —к уменьше­нию 02п.

С помощью формул (56)—(58) рассчитывали график, рекомен­дованный в гл. VIII для выбора толщин стенок цилиндрических

С помощью зависимостей, приведенных в параграфе 2 гл. Tl.

Особенности напряженного состояния кокиля из упруго — пластичного материала. При построении диаграммы (рис. 34), показывающей изменение напряжений и деформаций, использо­ваны экспериментальные данные величин нереализованной терми­ческой деформации стального водоохлаждаемого кокиля (X2 — = 34 мм) с обрамлением и без обрамления. Кокиль заливали чугуном; толщина стенки отливки 2Х^ = 30 мм. Тонкие линии на диаграмме представляют собой схематизированные кривые деформирования стали 15 при различных температурах (цифры у наклонных прямых). Между модулем упругости E и упрочне­ния E’ принято соотношение E’ — 0,02Е.

Поверхностный слой кокиля без обрамления до точки А де­формируется упруго, а далее до точки 1 —пластически (белые кружочки и номера точек без штрихов относятся к кокилю без обрамления, цифры в скобках обозначают время в секундах). В связи с повышением температуры и снижением поэтому ве­личины ат напряжения уменьшаются (точка а), затем вновь повы­шаются из-за роста деформации до точки 2. Абсцисса точки 2 соответствует максимальной деформации, которая наступила на 30-й секунде. Скачкообразный переход от точки 1 к точке 2 объясняется схематизированным изображением свойств стали. С уменьшением деформации разгрузка осуществляется по линии, параллельной 0—0′, до точки 3, а далее —в связи с повышением температуры слоя — по прямой, параллельной 0—0″. Так продол­жается до тех пор, пока напряжение не достигнет предела теку­чести, но уже при растяжении (через точки 4 и 5 до точки 6). От точки 6 до точки 7 материал пластически растягивается. До точки 8 напряжения растут без изменения деформации только вследствие повышения предела текучести при снижении темпе­ратуры. Последняя ступень построения диаграммы определяет величину остаточных напряжений аост.

Деформация рабочего слоя кокиля с обрамлением описывается ломаной линией 0—А—1’—а’—2’—3’—4’—5’—о’0(,Т.

Если сравнить данный случай с рассмотренным, то видно, что при наличии обрамления площадь диаграммы, соответствующая работе пластической деформации, значительно больше. В связи с этим становится очевидными понижение стойкости кокилей при увеличении размеров обрамления.

Приведенные на рис. 34 кривые позволяют объяснить более высокую стойкость кокилей в случае, если их реже охлаждать до комнатной температуры. Из кривых следует, что с ростом Т2„ снижаются tf0CT и, главное, уменьшается знакопеременная часть пластической деформации. Конечно эти рассуждения справедливы, если повышение T2l не вызывает перегрева стенки и бурного раз­вития других процессов, приводящих к разрушению кокиля (фазовые превращения, рост металла, окисление, обезуглерожива­ние, насыщение серой и т. п.).

Остаточные напряжения являются причиной коробления ко­килей. Если упругое выпучивание плоской стенки направлено в сторону нагреваемой поверхности, т. е. отливки, то остаточное— в противоположную. Упругое выпучивание плоских кокилей рас­сматривалось в параграфе 6 гл. IV в связи с обсуждением вопроса об образовании зазора между отливкой и формой.

3. ИЗМЕНЕНИЯ В ЧУГУНЕ ПРИ ЦИКЛИЧЕСКОМ НАГРЕВЕ

При циклическом изменении температуры в стенке чугунного кокиля возможны следующие изменения: насыщение рабочей поверхности серой и обезуглероживание, фазовые превращения, окисление и рост металла.

В работе [51 ] утверждается, что уже на первых этапах терми­ческой усталости в рабочей поверхности чугунного кокиля уве­личивается плотность дислокаций. Особенно это заметно на вы­шедших из строя кокилях [108].

В значительных пределах может изменяться содержание серы в приповерхностных зонах чугуна, особенно в случае длительного использования кокилей с краской, содержащей сернистые соеди­нения. Содержание серы может повыситься до 0,3% и более и привести к явлению сульфидной коррозии и ускорению обра­зования крупной сетки разгара.

Наиболее опасным для некоторых типов кокилей является процесс окисления металла при термоциклировании. Чем выше тепловое нагружение и чем выше максимальная температура ра­бочей поверхности кокиля, тем большую опасность представляет процесс окисления его материала. Интенсивность окисления зависит также от вида газовой среды, формы и количества гра­фита, условий эксплуатации и хранения кокиля, а также наличия в его рабочей поверхности пор и трещин. Известно, что железо особенно интенсивно окисляются при температурах свыше 1000 К.

В процессе циклического нагрева в поверхностных слоях чугунного кокиля происходит графитизация с одновременным обезуглероживанием матрицы; интенсивность этих процессов зависит от теплового нагружения кокиля (рис. 35). Приповерх­ностные слои полностью ферритизируются на глубину от 0,2 до 3—4 мм. В местах частичного или полного выгорания графита создаются благоприятные условия для образования разной плот­ности и глубины залегания зон окисления.

З

Рис. 35. Влияние теплового нагружения (Q0, МДж/м2) на глубину обезуглероживания чугуино — J 2 3 I-Sdg

Го кокиля

Следует заметить, что в зависимости от тепловой нагружен — ности кокилей выявляется разная структура окислов: сплош­ные— в кокилях с большей тепловой нагруженностью, «пуши­стые» — в кокилях меньшей нагру — женности. Глубина распростране — т5п. ни я окислительных процессов зави­сит во многом от наличия и природы несплошностей в чугуне. В чугуне кокиля при термоциклировании за — метны и другие перераспределения

Элементов. В окисленных участках это обнаружено А. А. Бара­новым и др. [7].

Одним из главных изменений в чугуне при термоциклировании следует считать рост металла, часто являющийся решающим фактором снижения термической стойкости. Рост чугуна проте­кает тем интенсивнее, чем выше температура поверхности кокиля. Как правило, рост чугуна связывают с диффузией углерода и само­диффузией железа. Поэтому различные способы торможения диффузии углерода могут положительно сказаться на ростоустой — чивости чугуна.

1. ФИЗИЧЕСКАЯ ПРИРОДА УСАДКИ

Под усадочными процессами понимают изменения размеров залитого в форму металла. Проявляются они как в объеме отливки, так и в объеме отдельного кристалла. Усадка играет важную роль в формировании свойств отливок. С ней связано возникновение в отливках пустот — усадочных раковин и пористости, деформа­ции и напряжений [19—25, 48, 49, 169, 170], а также возникнове­ние зазора между отливкой и формой. Газовый зазор оказывает существенное влияние на условия охлаждения отливки и нагрева кокиля [6, 19—21, 56].

Если изменение температуры тела не сопровождается фазовыми превращениями, то причиной усадки является изменение среднего расстояния между атомами. При охлаждении тел это расстояние уменьшается из-за сокращения ангармонической составляющей колебания атомов около их среднего положения [49 ].

Фазовые превращения сопровождаются скачкообразным изме­нением размеров и объема металла. Плотность pi жидкого металла чаще всего меньше плотности рх твердого металла. Однако для сурьмы, висмута и лития наблюдается обратная картина [49, 77].

Различные фазовые превращения, происходящие в твердом металле, обычно также сопровождаются изменениями объема. Примером могут служить превращения, возникающие в чугуне при температурах кристаллизации и создающие эффект предусадочного расширения чугуна. Этот эффект связан с распадом цементита и образованием свободного графита. При температурах около 1000 К у чугуна и стали происходит распад аустенита, что также связано с объемными изменениями.

Количественной мерой усадки служат коэффициенты линейной ат или объемной р усадки (расширения). Как известно, Зат = р. Выбор одной из этих характеристик определяется соображениями удобства. В тех случаях, когда изменение объема металла локали­зуется в каких-то участках отливки, используют величину р. Ясно, что к таким случаям оносятся усадка жидкого металла и затвердевание. Усадка в твердом состоянии более или менее изо­тропна. Поэтому она оценивается линейной величиной. Коэффи­циент объемной усадки при затвердевании

Коэффициенты усадки металлов — основ важнейших литейных сплавов приведены в табл. 2.

Общая усадка сплава при литье в кокиль больше, чем при литье в песчаную форму. Объясняется это различием в скоростях затвердевания: чем быстрее затвердевает отливка, тем меньше раз­вивается в ней физическая неоднородность, влияющая на усадку [77].

Терий ATJbT1, где !АТкр — интервал температур кристал­лизации, ST1 — перепад тем­ператур по толщине стенки отливки [21 ]. Наглядное обо­значение величин, входящих в указанный критерий, пока­зано на рис. 24. Условие по­следовательного затвердевания (рис. 24, а) металла имеет вид

А7кр,, л

ST1 ^ 1′

Механизм усадочных явлений в отливке зависит от положения сплава на диаграмме состояния и интенсивности теплообмена в системе отливка—форма. Количественной характеристикой этого механизма служит кри­

Таблица 2 Коэффициенты усадки [49]

(35)

Ясно, ¦ что данному критерию в полной мере удовлетворяют

Чистые металлы и эвтектические сплавы. Обычно ему удо­влетворяют процессы формирования отливок в кокилях.

Рис. 24. Схемы различных процессов затвердевания:

А — последовательное затвердевание; б — объемное затвердевание; э — общий случай

Условие объемного затвердевания (рис. 24, б) формулируется следующим образом:

^f »1- (36)

Критерий

TJf-1 (37>

Соответствует общему случаю затвердевания (рис. 24, в).

2. ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОЕ ЗАТВЕРДЕВАНИЕ

Если соблюдается условие (35), то механизм усадочных явле­ний характеризуется следующим. Сечение стенки затвердевающей отливки состоит в основном из двух зон: твердой корки и жидкого ядра. Ширина зоны, в которой металл находится в твердом и жидком состояниях, пренебрежимо мала. Изменение объема ме­талла в связи с нарастанием твердой корочки, т. е. дефицит пита­ния, компенсируется свободно текущим расплавом. При этом уса­дочная раковина локализуется в верхней (по заливке) части от­ливки. Так продолжается до тех пор, пока скорость подачи рас­плава к фронту затвердевания больше или равна скорости изме­нения дефицита питания. В противном случае формируется осе­вая пористость.

Из условия равенства скоростей подачи расплава и изменения дефицита питания получена формула для размеров зоны осевой пористости плоской отливки [49]

Д? ______ iY ЗРкр^/С2Я2 /от

Ёп°Р — V 2 PX1 ‘

Где А|пор — половина ширины зоны осевой пористости; jll — коэффициент динамической вязкости; К — константа затверде­вания; H — высота отливки и р — давление. Движение пита­ющего металла происходит под действием атмосферного давле­ния р& гидростатического напора gp{H, поэтому р = pa + gp[H. При выводе формулы (38) сопротивление движению жидкого металла учитывалось по закону течения ньютоновской жидкости, а нарастание твердой корочки — по закону квадратного корня (физический смысл закона квадратного корня рассмотрен в моно­графии [20]). Фактические размеры пористой зоны должны быть меньше, чем найденные по приведенной формуле: в конечный период процесса дефицит питания в большей или меньшей степени восполняется фильтрацией жидкой фазы.

Из выражения (38) следует, что при увеличении скорости затвердевания осевая пористость возрастает. В частности, при удвоении скорости затвердевания (в случае перехода от песчаной формы к металлической) размер пористой зоны возрастает в 1,6 раза. Увеличению размеров пористой зоны способствуют также рост высоты отливки и утонение ее стенки [49].

3. ОБЪЕМНОЕ ЗАТВЕРДЕВАНИЕ

Особенности процесса. При объемном затвердевании отливки [условие (36)] механизм усадочных явлений сильно отличается от рассмотренного выше. В данном случае условия питания от­ливки одинаковы во всем ее объеме. В начальной стадии про­цесса — вблизи температуры ликвидуса Тлак — движение жидкой фазы осуществляется свободно. Течение сплава с некоторым коли­чеством кристаллов носит структурный характер. При этом средняя часть потока (ядро) движется как единое целое [49]. Так продолжается до тех пор, пока относительное количество твердой фазы не достигнет некоторой величины. По данным ра­боты [21 ] кристаллы образуют неподвижный скелет, когда коли­чество выпавшей фазы примерно составляет 30—40%. По другим данным эта величина равна 25—30%.

С момента образования неподвижной сетки кристаллов пита­ние отливки определяется закономерностями фильтрации жидкой фазы. Фильтрация металла прекращается при выпадении около 80% твердой фазы. При этом ячейки с жидким металлом разоб­щаются и питание отливки в обычных условиях становится не­возможным.

Изменение объема затвердевшей отливки или ее элемента в условиях объемного процесса может быть охарактеризовано функцией одной переменной — времени. Графическое изображе­ние одной из таких функций, а именно скорости w изменения дефицита питания, приведено в виде кривой 1 на рис. 25. Вид этой кривой, зависит от конкретных условий затвердевания от­ливки, что видно из приведенных ниже расчетных формул. На кривой имеется ряд характерных точек. В точке, соответствующей абсциссе ^0, происходит схватывание кристаллов в неподвижную сетку. С момента ^0 питание отливки может осуществляться только путем фильтрации жидкой фазы через эту сетку. В момент t3o разросшиеся кристаллы разобщают находящуюся между ними жидкую фазу; фильтрация, обеспечивающая питание, прекра­щается. В момент 40 происходит полное затвердевание отливки. Для того чтобы в отливке не образовалось пустот, в нее за время At должен войти объем расплава (рис. 25, а):

A W = w At.

Здесь AW — дефицит питания в интервале времени At. Очевидно полный дефицит объема W0 металла в отливке равен площади над кривой 1.

В интервале Af = t3o — tl0 отливка затвердевает в условиях, когда жидкая фаза находится в разобщенных ячейках. При этом питание этих ячеек отсутствует. Следовательно, площадь над кривой 1 от момента tl0 до момента U0 равна тому дефициту пи­тания IFmin, который не восполняется питанием, т. е. эта площадь соответствует неизбежному объему усадочных дефектов. Устра­нить этот объем частично или полностью можно, например, путем применения давления, способного интенсифицировать фильтра­цию жидкой фазы или разрушить ячеистую структуру твердых кристаллов.

Питающий элемент отливки (включая питатель или перешеек прибыли) должен пропустить через себя объем жидкого металла, равный W0 — IFmln. Объем этот необходим для предотвращения возникновения пустот в питаемом узле отливки (или отливки в целом). При расчетах условий, обеспечивающих восполнение дефицита питания фильтрацией, величиной IFmin можно пренеб­речь. В этом случае, очевидно, возникает некоторый технологи­ческий запас питания.

T

W

W

W

W

\

Рис. 25. Диаграмма питания отливки: I — потребный для питания отливки расход металла; 2 — возможный расход металла

Диаграмма питания отливки. Кривая 2 на рис. 25, б харак­теризует изменение объемного расхода жидкого металла через питающий элемент. Точка f3n соответствует моменту прекращения обычного течения расплава (т. е. началу процесса фильтрации), а точка /?з’п — прекращению фильтрации и образованию разоб­щенных ячеек жидкой фазы. Площадь под кривой в интервале tin — йп соответствует тому объему жидкой фазы, который мо­жет быть подан в питаемый узел.

Наложение кривых 1 и 2 позволяет получить полную картину питания отливки при условии (36). В зависимости от относитель­ного положения этих кривых отливка будет иметь тот или иной объем усадочных дефектов. График, на котором сопоставляются кривые 1 и 2, называется диаграммой питания отливки [21]. На рис. 25, в показано совмещение кривых, когда соотношение между необходимым для питания расходом жидкой фазы и рас­ходом жидкого металла через питающий элемент является не­удовлетворительным: объем усадочных дефектов соответствует заштрихованной области графика. Расположение кривых на рис. 25, г соответствует таким условиям, когда питание отливки обеспечивается в течение всего процесса затвердевания, вплоть до точки tlо — При этом объем усадочных дефектов оказывается минимальным (Wmin), а плотность — максимально возможной.

Расчетные формулы. Диаграмма питания позволяет в каждом отдельном случае определить объем усадочных дефектов в отливке и найти ее фактическую плотность. С помощью диаграммы, а также приведенных ниже формул можно рассчитать параметры техно­логии, обеспечивающие заданную плотность литого металла. Дефицит питания W как функцию времени находят по формуле

IP=-e^V1 = PkpV1. (39)

Объем затвердевшего металла V1 при литье в обычные и облицо­ванные кокили определяют по формулам гл. II. Очевидно

= R J*!. (40)

Dt dt { ‘

Таким образом, по формуле (40) рассчитывают кривую 1 на рис. 25.

Кривую 2 на рис. 25 рассчитывают на основе уравнения закона ламинарной фильтрации (Дарси):

Dt gpi дх сеч’ ^

Где К — коэффициент фильтрации; др/дх — градиент давления; Fce4— сечение потока фильтрации. Как показано в работе [21], K = ^a1-*)»«• (42)

В этом выражении Ai и п4 — коэффициенты. Для практических расчетов можно принять Ai = 6-10~8 м/с2 и п4 = 1. Интегри­рование уравнения (41) с учетом (42) дает

W=^rrffk ^r — —

В момент окончания фильтрации (t = tl„) что соответствует количеству жидкой фазы, перетекающей через питающий элемент. При литье в кокиль t’3 и й находят с помощью формул гл. II. Если питающий элемент оформляется песчаной вставкой, то для вычисления этих величин можно использовать формулы работы [20].

Приведенные выше формулы позволяют количественно оценить условия подпитки отливки путем фильтрации и оценить при этом влияние таких факторов, как площадь сечения и длина канала, по которому подводится расплав к питаемому узлу, давление, вследствие которого перемещается расплав, и интенсивность тепло­обмена между отливкой и формой. Тепловая сторона процесса отражается на величинах ^n и

4. ОБЩИЙ СЛУЧАЙ ЗАТВЕРДЕВАНИЯ

Механизм усадочных процессов при условии (37) характери­зуется наибольшей сложностью. При этом условии в стенке от­ливки возникают три зоны: затвердевшая корочка толщиной ?сол,

СЛОЙ ТВерДО-ЖИДКОГО СОСТОЯНИЯ ШИРИНОЙ А?кр = ?Лик — ?сол

T

T

Ч-w %-М’

Н

(двухфазная переходная зона) и жидкое ядро шириной X1 — |Лнк (см. рис. 24, в). В переходной зоне возникают фильтрационные процессы, аналогичные рассмотренным выше. Их особенность только в том, что коэффициент фильтрации зависит от простран­ственной координаты: вблизи фронта ликвидуса К достигает максимальной величины, а вблизи фронта солидуса К 0.

Для решения задачи о питании отливки в рассматриваемом случае приходится учитывать поле значений коэффициента К, что сильно усложняет расчет. В работе [21 ] приведено при­ближенное решение задачи о ширине пористой зоны в пло­ской отливке.

Идея расчета иллюстрирует­ся схемой на рис. 26. При на­личии переходной зоны после достижения в осевой части от­ливки температуры T соот­ветствующей моменту t’s схва­тывания кристаллов, поступле-

Рис. 26. Схема распределения температуры и количества твердой фазы в сечении от­ливки:

1 — кривые для момента t’\ 2 — кривые для момента t»

Ние жидкой фазы из прибыли резко уменьшается. С этого момента затвердевание отливки происходит в условиях, когда жидкая фаза фильтруется из осевой зоны отливки в периферий­ную (вдоль радиуса). При этом осевая зона служит как бы прибылью для периферийной.

Начальная ширина AKp переходной зоны, соответствующая моменту t’z, определяется температурами Гц и Гц; при темпера­туре Тц прекращается фильтрация: эта температура несколько выше ГСол (рис. 26). Величину AKp находят по формуле [20]

AKp = X. ^1^(1+^-), (44)

Где п — показатель степени параболы, описывающей температур­ное поле отливки; Tc — температура окружающей среды.

Вследствие фильтрации жидкой фазы вдоль радиуса ширина пористой зоны Agnop < А?кР. Можно показать, что

AUp= AKp (45)

Pi

Расчетные температуры Гц и Гц, входящие в формулу (45), определяются количеством твердой фазы, при выпадении которой происходит схватывание кристаллов и разобщение жидких ячеек (величины q’ и q» соответственно на рис. 26). Диаграммы состоя­ния позволяют определить Tц и Tц по известным q’ и q». Чис­ленные значения последних были указаны ранее. Для прибли­женной оценки Agnop можно принять в формуле (44) Гц = Глнк И Гц = Гсол.

5. ОСНОВЫ ВЫБОРА ПИТАЮЩИХ ЭЛЕМЕНТОВ

Выбор прибыли должен удовлетворять очевидному условию: в любой момент времени объем жидкой фазы в прибыли должен быть не меньше, чем дефицит питания W (полный дефицит питания определяется по формуле (39), если принять V1 = Vor). Данное условие является необходимым, но не достаточным. Оно учитывает только теплофизическую сторону процесса питания. При выборе оптимальной прибыли следует учитывать также гидродинамиче­ские факторы.

Выбор прибыли по необходимому условию сводится к построе­нию диаграммы, аналогичной диаграмме питания (рис. 27). По формуле (39) и формулам для определения V1, приведенным в гл. II, находим кривую 1. Далее определяем кривую 2 изменения объ­ема Wn жидкой фазы в прибыли. Для этой цели используем те же формулы, что и для расчетов затвердевания отливки. Понятно, что выбор расчетных формул определяется условиями охлаждения прибыли (обычный или облицованный кокиль, песчаный стер-

Рис. 27. Диаграмма питатаиия отливки из при­были

Жень и т. д.). Все известные методы выбора прибылей при литье в ко­киль, как и при литье в другие фор­мы, учитывают по существу необ­ходимое условие питания. Техно­логические приемы такого выбора при производстве в кокилях отливок из различных сплавов рассматриваются в соответствующих разделах настоящей монографии.

Одним из показателей эффективности действия прибыли яв­ляется глубина (дистанция) питания. Дистанция действия при­были растет по мере увеличения критерия направленности затвер­девания. Последний представляет собой тангенс угла клино­видного незатвердевшего канала. При малых значениях критерия свободное течение расплава заменяется фильтрацией. Для по­следнего случая дистанцию действия прибыли можно рассчитать на основании следующих соображений. Дефицит питания про­питываемого прибылью узла

Pi-Pi P’i :

(46)

-q’)F^4L

Др_ дх

. Учитывая это, из формул (43′) и (46) находим

Где L — зона действия прибыли. Из теории фильтрации несжи-

= const. Следовательно,

Маемой жидкости известно, что др _ Ар_ дх L

\ aP (t;-Qn’+1

/

L =

(47)

(nA+l)(q».~q’)g (pi — pi)’

Выражение (47) справедливо для любых литейных форм, если выполняется условие (36). Различие заключается только в ме­тодах нахождения t’s и

Для приближенных расчетов в выражении (47) можно при­нять q» — 1, q’ = 0, tl = tz, ?3 = 0 и п4 = 1. При этих условиях

(47′)

(Pi-Pi)’

¦=tay

Как видно, чем длительнее процесс затвердевания отливки, тем больше дистанция действия прибыли. В то же время увели­чение давления в прибыли менее эффективно: L пропорционально Др в степени 1/2.

6. ОБРАЗОВАНИЕ ЗАЗОРА МЕЖДУ ОТЛИВКОЙ И КОКИЛЕМ

Общая характеристика процесса. С усадкой металла связано появление газового зазора (прослойки) Xr между отливкой и кокилем. Величина Xr зависит также от деформации формы. Изу­чение закономерностей изменения величины Xr относится к числу чрезвычайно важных практических задач. Как указывалось, с по­явлением зазора резко изменяется величина коэффициента тепло­отдачи от отливки к форме. Это видно из расчетных формул гл. II, причем во многих случаях термическое сопротивление, создаваемое зазором, становится определяющим фактором терми­ческих условий литья. Тогда управление процессом формирова­ния отливки путем изменения толщины покрытия кокиля оказы­вается неэффективным. Действительно, Xr примерно на порядок меньше, чем Хкр. Это означает, что при Xr = 0,5 мм создается такое же термическое сопротивление, как и при покрытии кокиля толщиной 5 мм. Ясно, что в процессах литья в обычные кокили такая толщина покрытия не достижима. Очевидно в рассматривае­мых условиях невозможно повысить интенсивность охлаждения отливки путем уменьшения Хкр. Так, экспериментально установ­лено, что при уменьшении Хкр и, следовательно, повышении интен­сивности нагрева плоской стенки формы увеличивается ее коробле­ние, что приводит к росту Xr [56]. Таким образом, эффект, от уменьшения Хкр снимается ростом Xr.

Известны процессы литья, в которых зазор создают искус­ственно, например для получения тонкостенных чугунных отли­вок без отбела. Но и в этих случаях изучение закономерностей самопроизвольного образования зазора — важная практическая задача: кокили можно раскрывать после того, как затвердевшая корочка отливки начинает отходить от формы.

Линейные размеры отливки начинают изменяться после обра­зования сплошного твердого скелета. Согласно исследованиям А. А. Бочвара и В. И. Добаткина, в сплавах Al—Mg, Mg—Al и, Pb—Sn линейная усадка проявляется, когда в затвердевшем объеме остается 20—45% жидкой фазы. Последующее изменение размеров отливки связано с понижением ее температуры в процессе охлаждения в твердом состоянии.

На кинетику изменения размеров отливки влияет» большое число факторов: состав металла, интенсивность теплообмена, размеры отливки и т. д. Влияние этих факторов было объектом экспериментальных исследований [16, 19]. Результаты некоторых из. них приведены ниже.

На рис. 28 изображены кривые изменения во времени газового зазора Xr между отливкой размером 60x60x155 мм и чугунным кокилем. Толщина стенки кокиля X2 = 30 мм; M2 == 19,73 кг;

Рис. 28. Изменение газо­вого зазора между отли= вкой и кокилем

О 100 200 Ж 400 SDO °°t с

(П

Tia = 370 К,» состав краски в % по массе: 12,4 мела тонкого помола, 1,7 коллоидального графита, 3,3 жидкого стекла, 82,6 воды. Зазор измеряли между боковыми гранями отливки и ко­килем с двух противоположных сторон. На графиках приведены средние значения зазора (отливка обычно усаживается в разные стороны неодинаково). Устройство, с помощью которого измеряли величину газового зазора, описано в работах [16 и 19]. Были испытаны различные металлы и сплавы. Сплав Д16 (дуралюмин) имеет следующий состав, %: 4 Cu; 1,5 Mg; 0,5 Mn; Al—остальное

779 К; ТЛИК = 921 К).

Из рисунка видно, что у различных металлов усадка неодина­кова. Наименьшей усадкой обладает свинец, наибольшей — алюминий и его сплавы. С увеличением начальной интенсивности теплообмена (уменьшением толщины слоя краски) величина газо­вого зазора возрастает. Это объясняется влиянием термических напряжений, которые приводят к необратимым деформациям отливки (с ростом интенсивности теплообмена увеличи­ваются перепады температуры, а с ними и термические напря­жения).

При уменьшении интенсивности теплообмена (увеличении Хкр) снижаются абсолютные значения Xr и еще больше — его относи­тельные значения. Это объясняется ростом термического сопро­тивления слоя краски. При достаточно больших Хкр влиянием газового зазора можно вообще пренебречь.

На рис. 28 на каждом графике отмечены значения газового зазора, относящиеся к моменту полного охлаждения отливки и кокиля (t =00). Эти данные позволяют судить о полной усадке отливки. При этом не следует упускать из виду, что при заливке кокиль имеет начальную температуру T2n = 370 К, а при t = 00 он охлаждается до температуры окружающей среды Tc = 290 К. Изменение средней температуры кокиля на 80 град, сопровож­дается сокращением его размеров и уменьшением газового зазора на величину 0,026 мм. Полное представление об усадке отливки, расширении и усадке кокиля и о влиянии на этот процесс темпе­ратурного поля системы дает комплексная диаграмма охлаждения алюминия в форме, приведенная на рис. 29. Сопоставление этой диаграммы с кривыми, показанными на рис. 28, позволяет уста­новить, какой характер имеет усадка металла в различных ста­диях процесса.

Точный расчет газового зазора, образующегося между отливкой и кокилем, крайне затруднителен ввиду наличия необратимых деформаций металла. В работе [21 ] выведены простейшие формулы для расчета Xr. Установлено, что величиной газового зазора в пер­вой и второй стадиях процесса (течение металла и отвод теплоты перегрева) можно пренебречь, так как жидкий металл очень хорошо прилегает к стенке формы (к поверхности кокильной краски). При этом коэффициент теплопередачи к кокилю опре­деляется простейшей формулой (см. гл. II): Gt1 = Хкр/Хкр.

Задача об определении величины газового зазора имеет смысл только для третьей (затвердевание металла) и четвертой (охлаж­дение полностью затвердевшей отливки в форме) стадий процесса.

Весьма сильно изменяется величина Xr при тонкостенном кокиле, охлаждаемом в естественных условиях на воздухе, когда коэффициент OI3 не очень велик. При этом кокиль разогревается до очень высокой температуры (высока средняя калориметрическая температура системы TJ и сильно расширяется. Роль кокиля в образовании газового зазора уменьшается с ростом X2. Очень массивный кокиль слабо прогревается и труднее деформируется, поэтому его влияние на величину Xr незначительно.

Влияние средних температур отливки и кокиля. При решении задачи о теоретическом определении величины Xr в первом гру­бом приближении предполагаем, что процесс усадки (или расши­рения) отливки и расширения (или усадки) кокиля обусловлен только изменением средних объемных температур T1lcp и T2cp. Влиянием термических напряжений, приводящих к необратимым

Рис. 29. Комплексная диаграмма охлаждения алюминиевой отливки:

/ — температура центра отливкн; 2 и 3 — тем­пературы внутренней н наружной поверхности формы; 4 — перепад температуры в сечении формы; 5 — перепад температуры между цен­тром отливки н серединой боковой грани; 6 — газовый зазор между отливкой и формой

Деформациям отливки и кокиля, пренебрегаем. В этом случае приближенная расчетная формула для определения величины газо­вой прослойки в процессе за­твердевания отливки (третья ста­дия) имеет вид

Xr = Xir + X2r, (48)

Где XJr — толщина газовой про­слойки, образующейся из-за усадки (или расширения) твер­дой корки в период затвердевания газовой прослойки, возникающей из-за изменения размеров кокиля, м. Величина XJr может иметь положительный или отрицательный знак. Отрицательной она бывает, например, в условиях предусадочного расширения ме­талла. Величина X2r также может быть как положительной (при разогреве кокиля), так и отрицательной (при охлаждении кокиля).

По выражению, аналогичному (48), рассчитывают величину газовой прослойки на четвертой стадии (охлаждение полностью затвердевшего металла). При этом XJr заменяют величиной Х’[Т — прослойкой, образующейся вследствие термической усадки от­ливки в четвертой стадии процесса.

Формулы для определения величин, входящих в выражения (48), приведены в монографии [21 ]. Результаты расчетов с их помощью представлены на рис. 29 в виде сплошной кривой 6\ точки соответствуют экспериментальным данным. Разница между опытными и расчетными значениями Xr в данном конкретном при­мере получилась весьма незначительной. Как и следовало ожи­дать, опытные точки располагаются выше расчетных, что свиде­тельствует о влиянии термической деформации кокиля.

Влияние деформации плоского кокиля. В работе [126] пред­ложен метод расчета составляющей газового зазора X2r, которая образуется вследствие упругой деформации (коробления) пло­ского кокиля. Кокиль рассматривается как пластина длиной L1 и шириной L2, изгибаемая равномерно распределенным по кон­туру температурным моментом М. Суть метода в следующем.

600 800 W00 оо t. c

Отливки, м; X2r — толщина

Зазор между отливкой и кокилем в каждой точке равен раз­ности между соответствующими значениями стрелы прогиба ко­киля /х в момент, когда затвердевшая корочка, не деформируясь, может выдержать давление жидкого ядра отливки, и /2 в рас­сматриваемый момент времени. Как следует из экспериментальных данных (см. рис. 28), в первом приближении этот момент времени соответствует 1/2 (t2 + ta). Так как теплообмен между отливкой и кокилем определяется не значениями газового зазора в каждой точке, а средней величиной по всей контактной поверхности, то

X2r = /lcp-/2cp. (49)

Величины /ср находят по формуле

F» — mEW1 (LHЦ), (50)

Где V — коэффициент Пуассона; E — модуль упругости первого рода. При расчете flc[> в формулу (50) подставляют значения M к. началу образования зазора, а при расчете /2ср — к интересу­ющему нас моменту времени.

Если для определения температурного, поля кокиля исполь­зуют среднюю калориметрическую температуру системы отливка— кокиль и температурное поле аппроксимируется параболой вто­рого порядка, то при глубине прогретого слоя меньше X2 (первый этап прогрева)

М-^^Лттт^ (51)

ATnE о о: vs Fo 2 — V^Fo 2 2+Bi2 VrSF0

И при изменении температуры по всей толщине стенки кокиля (второй этап прогрева)

М = ехр 1/з°— //Bi2) * (52)

В выражениях (51) и (52): 0кО — средняя калориметрическая температура при Q0Kp = 0, отсчитанная от начальной темпера­туры кокиля как от нуля (гл. II); Bi2 ^0 = и Fo’ — критерий Фурье, соответствующий первому этапу. Для температурной кривой кокиля, описываемой параболой второго порядка, при Bi2 < 1 Fo’ = 1/6.

Величину Xfr включают в качестве дополнительного слагаемого в выражение (48). К началу образования газового зазора из-за коробления кокиля M может иметь большее значение, чем в любой последующей момент времени. Тогда разность flcp—/2ср поло­жительна и общий газовый зазор увеличивается. В противном случае коробление кокиля уменьшает Xr.

Для числового примера, рассмотренного выше, по формулам (49)—(52) определяли величину X2v. С учетом этой величины построена штрихпунктирная кривая 6 на рис. 29. Как видно, с учетом X2t повышается точность расчетов^величины газового зазора. Расчет показал, что для момента окончания затвердевания отливки газовый зазор, вызванный короблением кокиля, больше, чем зазор, образовавшийся в результате усадки отливки и расши­рения кокиля при нагреве (X2r = 0,038 мм, XJr = 0,0065 мм, X2r = 0,0203 мм).

Чем больше габаритные размеры кокиля, тем большую роль играет его коробление в образовании газового зазора: размеры L1 и L2 входят в формулу (50) в квадрате. Для крупногабаритных панельных отливок X2r является величиной определяющей. Так, опытами с плоскими кокилями установлено, что 80—90% зазора образуется вследствие деформации изгиба стенки формы [56], поэтому всеми другими составляющими можно пренебречь.

Влияние силового взаимодействия отливки и кокиля. Рассмо­тренные выше экспериментальные данные и теоретические сообра­жения, касающиеся величины Xr, относятся к тем случаям, когда между отливкой и кокилем нет силового взаимодействия. Такого рода взаимодействие имеет место при затрудненной усадке металла. На наклонной поверхности «болвана» кокиля появляется состав­ляющая силы реакции, которая тормозит усадку. Составляющая эта как бы выталкивает отливку из формы. При этом между от­ливкой и кокилем образуется газовый зазор XJ»r. Величина Х™г достигает максимального значения на торцовой поверхности «бол­вана» и тогда, когда фактическая усадка отливки совпадает со свободной. Из элементарных соображений следует

У» — a’nL (TkV ~j’KOA Ir max 2 tg ф ‘

Где L — максимальный размер отливки в плоскости разъема кокиля; ф — уклон выступающей части кокиля. Так, для чугун­ной отливки размером L == 200 мм при уклоне «болвана» ф° = 5°, Ткр = 1423 К и Ticp = 1123 К

V„, 12-IO-0-200 (1423 — 1123) .

X1 ==——————— _ v CQ———— мм.

Ir max 2 tg 5 •

Фактическая величина Х,»г меньше, чем X^rmax, что объясняется торможением усадки формой. Однако и в этом случае рассматри­ваемый зазор имеет значительную величину.

Соответствующие доказательства можно найти в работе [13], где приведены данные о взаимном перемещении (раздвижке) обли­цованных полукокилей. Опыты проводили при заливке чугуна. Показано, что вследствие силового взаимодействия в системе отливка—форма величина зазора между полуформами (и, следова­тельно, между отливкой и кокилем) может составлять милли­метры.

7. НАПРЯЖЕНИЯ И ДЕФОРМАЦИИ В ОТЛИВКАХ

Упругие термические напряжения в отливке в условиях плоского напряженного состояния определяют по формуле

(54)

Где 8р — величина реализованной деформации отливки, темпе­ратура которой T1. Здесь T1 отсчитывается от температуры об­разования в металле сплошного твердого скелета. Величину T1 определяют с помощью расчетных зависимостей гл. II. Из теории температурных напряжений известно, что ер зависит от вида функции T1, конфигурации и условий закрепления тела или, в приложении к рассматриваемым условиям, — от неравномер­ности температурного поля и жесткости отливки, а также от сте­пени торможения усадки кокилем.

Из выражения (54) видно, что величина температурных напря­жений о в отливке зависит от склонности к усадке (ат) и механи­ческих свойств (Е, v) ее материала. Коэффициент Пуассона для практических расчетов можно принять равным 0,3. Этот параметр входит в расчетные формулы при плоском и объемном напряжен­ном состоянии тела. При одноосном нагружении а не зависит от v.

В простейшем случае охлаждения свободной пластины ер определяется только видом температурной кривой. Легко пока­зать, что при линейном температурном поле напряжения отсут­ствуют, а величина коробления свободной пластины достигает наибольшей величины. Таким образом, увеличение коробления отливки не обязательно связано с ростом о.

Отливки, получаемые в кокилях, имеют стенки относительно небольшой толщины. Поэтому для них превалирующее значение имеют не перепады температур по толщине стенки, а разность средних температур между различными элементами. Эта разность может быть уменьшена дифференцированным подбором толщины покрытия (соответствующие примеры для облицованных кокилей приведены в гл. XVIII), стенки кокиля, начальной температуры и режима принудительного охлаждения формы, а также управле­нием величиной Xr. Для количественной оценки перечисленных мероприятий рекомендуются формулы гл. II.

В технологии литья в кокиль особую роль играет торможение усадки отливки, что связано с абсолютной неподатливостью ко­киля. Некоторым исключением в этом отношении являются спе­циальные и облицованные кокили (см. гл. XI и XVIII). Если от­ливка имеет выступы без уклонов и расположенные таким обра­зом, что они оформляются одной металлической полуформой, то 8р = 0. В этом случае, как следует из уравнения (54), возникают растягивающие напряжения максимальной величины. Уклоны на выступах при отсутствии противодействия перемещению от­ливки со стороны другой полуформы (например, при литье в вы- тряхные кокили) приводят, как это было показано в предыдущем параграфе, к выталкиванию отливки из формы. Если величина перемещения равна Х»гтах [см. (53)], то усадка отливки проте­кает без торможения.

Рассмотренные закономерности подтверждаются производ­ственным опытом. Действенным средством предотвращения тре­щин является раннее раскрепление собранного кокиля и извлече­ние металлических стержней. Рекомендуется также снимать усилие прижима полукокилей друг к другу на кокильных ма­шинах. При литье чугуна эта операция осуществляется обычно сразу же после окончания заливки. Усилие извлечения стержня имеет наименьшую величину в период предусадочного расшире­ния металла.

Трещины в отливках возникают, когда величина о (T1) пре­вышает значение предела прочности сгв при соответствующей температуре [49, 137]. В течение всего периода охлаждения должно соблюдаться условие и (T1) < ов. Если отливка находится в пластичном состоянии, то нарушение сплошности металла происходит в результате исчерпывания его пластичности. Областью преимущественно пластических деформаций для стали и чугуна являются температуры соответственно свыше 890—920 К и 670— 920 К — В интервалах же 1320—1120 К и 1000—920 К (предположи­тельно) наблюдается снижение пластичности чугуна.

Наличие в отливке термических узлов резко увеличивает опасность образования горячих трещин, что связано с реализа­цией в узлах всей или почти всей усадки отливки. Указанное обстоятельство отмечает, например, В. А. Комиссаров по опыту литья в кокиль чугунных труб с фланцами. Локализация дефор­мации на некотором участке объясняется локальным снижением предела текучести с повышением температуры. Перераспределение деформации в отливке с горячим узлом используется в известном методе технологических испытаний литейных сплавов на трещино — устойчивость [49]. Для борьбы с трещинами в перегретых уча­стках отливки рекомендуются рассмотренные выше методы ло­кального управления охлаждения и расчетный аппарат гл. II.

Материалы настоящего параграфа представляют собой основные поло­жения теории напряженно-деформированного состояния отливки на стадии ее формирования. Детально этот вопрос рассмотрен в специальной литературе [48, 49, 137].

Страница 117 из 118« Первая«…102030…114115116117118»