Теоретические и экспериментальные исследования процессов заполнения металлических форм алюминиевыми сплавами с целью оптимизации параметров литниково-питающих систем тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.16.04, кандидат технических наук Курочкина, Татьяна Николаевна

• Курочкина, Татьяна Николаевна
• кандидат технических наук
• 1998

Оглавление диссертации кандидат технических наук Курочкина, Татьяна Николаевна

СОДЕРЖАНИЕ

ВВЕДЕНИЕ

Глава 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1. Условия заполнения полости литейной формы жидким металлом

1.2. Критериальная оценка дефектов, возникающих на стадии заполнения полости формы

1.3. Методы расчета процесса заполнения литейных форм

2.1. Материалы для исследования

2.2. Физическое моделирование процесса заполнения полости формы металлом

2.3. Методика измерения температур

2.4. Методика радиационного контроля

2.5. Определение жидкотекучести

2.6. Математическая обработка результатов экспериментов

2.7. Методика измерения толщины слоя краски

Глава 3. ВТОРИЧНОЕ ШЛАКООБРАЗОВАНИЕ В КОКИЛЕ

3.1. Выбор максимально допустимых скоростей заполнения

Глава 4. ОХЛАЖДЕНИЕ ФРОНТА ПОТОКА ПРИ ЗАПОЛНЕНИИ МЕТАЛЛИЧЕСКОЙ ФОРМЫ АЛЮМИНИЕВЫМИ СПЛАВАМИ

4.1. Оценка влияния покрытия на теплообмен между фронтом потока и формой

4.2. Определение коэффициента теплоотдачи при литье алюминиевых сплавов в кокиль

4.3. Математическая модель процесса охлаждения фронта потока расплава при литье в кокиль

4.4. Влияние конфигурации полости формы на охлаждение фронта потока

4.5. Методика расчета сифонной литниковой системы

Глава 5, РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ • ВЕРТИКАЛЬНО-ЩЕЛЕВОЙ ЛИТНИКОВОЙ СИСТЕМЫ ПРИ ЛИТЬЕ ЛЕГКИХ СПЛАВОВ В КОКИЛЬ

5.1. Определение коэффициента теплоотдачи а при поперечном растекании

5.2. Моделирование вертикально-щелевой литниковой системы с целью определения толщины щелевого питателя, создающего последовательное натекание металла

5.3. Проверка адекватности результатов гидромоделирования

5.4. Моделирование вертикально-щелевой литниковой системы с целью определения коэффициента расхода

5.5. Методика расчета оптимальных размеров вертикально-

щелевой литниковой системы

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Теоретические и экспериментальные исследования процессов заполнения металлических форм алюминиевыми сплавами с целью оптимизации параметров литниково-питающих систем»

ВВЕДЕНИЕ

В настоящее время в общей структуре производства заготовки, полученные методом литья, составляют более 60%. Высокая стоимость исходных материалов, сложность и энергоемкость технологического процесса и значительный уровень брака приводят к тому, что себестоимость отливок также очень высока. В условиях расширения номенклатуры литых изделий, повышения их эксплуатационных и технологических свойств снижение себестоимости требует совершенствования всего комплекса работ по технологической подготовке производства, начиная от выбора исходных материалов и необходимого технологического оборудования, режимов технологического процесса изготовления форм, способа и места подвода металла и компановки формы и заканчивая проведением всех необходимых технологических расчетов, включающих определение размеров подводящих и питающих элементов Л ПС, времени и условий кристаллизации отливки. Практически эти расчеты не могут быть выполнены без использования аппарата математического моделирования и ЭВМ.

В последнее время значительно активизировалась работа промышленных предприятий по применению ЭВМ для проектирования литейной технологии. Однако, САПР ТП литейного производства находится сейчас пока еще в самом начале своего развития. Согласно высказыванию профессора Г.Ф.Баландина "...чтобы литейная технология вышла на уровень высших достижений цивилизации, необходимо научиться использовать качественные математические методы и ЭВМ. Применение ЭВМ в литейном производстве - национальная задача, решение которой определяет темпы ускорения научно-технического прогресса и технологии отечественного машиностроения." Выполнение этой задачи предполагает, прежде всего, разработку математических моделей, причем, форма последних должна быть пригодной для ввода в ЭВМ. К сожалению, следует констатиро-

вать тот факт, что многие литейные процессы еще не изучены на уровне, позволяющем описать их математически даже в виде хорошей "карикатуры", но даже в тех случаях, когда процесс описан дифференциальными уравнением или системой дифференциальных уравнений и сформулированы граничные условия однозначности - решение для конкретного единичного явления не всегда возможно, ввиду неразвитости специальных разделов математики. Не менее важной задачей является определение оптимальных параметров технологического процесса изготовления отливки. Для ее решения используют два подхода:

- первый, при котором исследуемый объект представляется в виде "черного ящика", опирается на аппарат математической статистики, теории распознавания образов и кибернетики. При этом необязательно подробно проанализировать процессы, происходящие в отливке, а достаточно установить корреляционные связи между управляющими параметрами на входе в систему и выходе из нее

- второй, активный подход к проблеме оптимизации основан на тщательном изучении процессов, происходящих на всех стадиях формирования отливки, моделировании их с использованием физических моделей и ЭВМ. При этом можно сформулировать различные критерии, которые могут быть мерой оптимальности конкретных физических процессов, определяющих качество отливки.

К сожалению, в настоящее время далеко не всегда возможно применение второго подхода из-за неразвитости теории литья и математических методов решения задач, поэтому в современных условиях теоретико-экспериментальное изучение литейных процессов с использованием теории подобия и размерностей является одним из средств познания глубоких физических процессов, происходящих при движении металла, его взаимодействия с формой и окружающей средой под влиянием большого числа факторов.

При литье алюминиевых сплавов основными причинами, препятствующими внедрению автоматизированного проектирования техпроцесса являются:

- малоизученность процессов образования спаев, неслитин и вторичных шлаков при заполнении полости формы расплавом;

- отсутствие ясного физического и технологического обоснования выбора времени заполнения формы;

- малая надежность предлагаемых в литературе рекомендаций по проектированию литниковых систем.

1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1. Условия заполнения по л о сти литвиной формы жидким металлом

Заполнение полости формы перегретым расплавом - весьма сложный физический процесс, от которого зависит характер протекания следующих стадий формирования структуры, качества и свойств отливки. Режим движения расплава в полости формы определяет механизм ее заполнения и температурное поле отливки [1].

Систематические исследования процессов заполнения начали проводится только в последние годы. Ранее преобладали качественные наблюдения и отдельные замечания, особенно это относится к кокильному литью [2,3].

Характер движения расплава при заполнении форм весьма сложен и зависит от конфигурации полости формы, ее размеров, способа подвода металла, гидростатического нанора и других технологических факторов [4-11].

Как правило, в форме возникают отдельные потоки, завихрения; сечения, находящиеся на одном уровне, заполняются в разное время. Методом физического моделирования процесса заполнения форм тонкостенных отливок алюминиевыми сплавами авторами работы [12] установлено, что частичное объемное затвердевание металла, происходящие на стадии заполнения, приводит к образованию проточного течения расплава. Особенно характерно образование проточной зоны при литье легких сплавов в металлические формы [13,14].

В результате исследований, проведенных Рабиновичем А.Р. и другими [15-18], установлено, что заполнение вертикальных щелевых полостей при нижнем подводе металла происходит за счет проточно-поперечного течения расплава. Более детальное экспериментальное ис-

следование и моделирование на металлах данного процесса дано в работах [12,19-22].

Сравнение механизма заполнения форм крупногабаритных тонкостенных отливок и проб на жидкотекучесть [23,24] показало их существенное отличие, что позволило сделать вывод о невозможности использования жидкотекучести для оценки способности сплава к заполнению реальных форм.

При литье в кокиль чаще всего применяют вертикально-щелевую литниковую систему. Исследования заполнения литейных форм с помощью данной литниковой системы приведены в работах [25,26] и показали, что поступающий из питателя расплав образует треугольник растекания, осью которого является не проток (как в случае проточно-поперечного течения), а сам питатель. Заполнение формы в данном случае происходит только за счет поперечного течения расплава (рис. 1.1).

Методика расчета поперечного течения, предложенная авторами, не связана с конструктивными расчетами параметров самой вертикально-щелевой литниковой системы, что нередко приводит к заполнению полости литейной формы снизу - сифоном.

Таким образом, на качество отливки, полученной в условиях поперечного течения металла в полости формы, существенное влияние оказывает конструкция и размеры литниковой системы.

Характер заполнения полости формы оказывает значительное влияние и на свойства металла отливки [15,17]. Так, прочность на разрыв образцов, полученных при литье в песчаные формы и вырезанных из проточных зон, в среднем на 7-10% ниже, чем в застойных зонах. А для сплавов, залитых в кокиль, эта разница составляет даже 15-25% [15]. Рентгенопросвечиванием отливок типа тонкостенных плит в местах проточного течения установлено, что типичным видом брака яв-

Схема полости формы

Фронт потока

Г-, и

Рис. 1.1.

ляется возникновение рыхлоты вследствии поперечного течения [2729]. Устранить этот дефект можно применением управляемых многоярусных и вертикально-щелевых литниковых систем, что также способствует формированию более плотной структуры отливок вследствие неравномерного затвердевания [30-32].

Повышению механических свойств отливок из легких сплавов способствуют также использование оптимальных скоростей заполнения литейных форм расплавом и применение рассредоточенного подвода металла в полость формы [33-36].

Совершенно иной характер заполнения имеет место при получении тонкостенных горизонтальных полостей форм. В этом случае преобладает неупорядоченное движение расплава даже при щелевом подводе металла по всей ширине полости [5,16,37]. В начальный момент времени конфигурация фронта потока искажается, и вследствие возникающих пульсаций скоростей расплав течет отдельными языками - выступами. В результате лимитирующим звеном заполнения является процесс слияния потоков без образования в отливках дефектов типа спаев и неслитин.

Влияние скорости заполнения, температуры заливки расплава на механические свойства горизонтальных отливок подробно изучено в работе [5].

Авторами работ [38-44] доказано, что механизм заполнения полости формы крупногабаритной тонкостенной отливки и механизм остановки потока расплава в ней зависит от особенностей кристаллизации сплава. Для эвтектик и металлов высокой чистоты, кристаллизующихся при постоянной температуре, характерно намерзание твердых корочек на стенки канала [45-56]. Так, при литье алюминия (чистота 99, 99%) в песчаные формы при всех перегревах на поверхности формы образуется корка твердого металла [46]; при перегреве

менее ЗЗЗК она продолжает расти, от ЗЗЗК до 373К - расплавляется частично, свыше 373К - расплавляется полностью.

В условиях интенсивного охлаждения потока наряду с намораживанием твердой корочки, развивается процесс накопления твердой фазы в головной части потока [48].

Добавка к чистому алюминию незначительных количеств примесей или лигирующих элементов (порядка 0,09%) приводит к образованию сплава, кристаллизирующегося в интервале температур и поток останавливается быстрее (вследствие увеличения скорости роста ден-дритов) [45,49]. У сплавов, затвердевающих в интервале температур, поток останавливается за счет накопления твердой фазы в его головной части [ 24,39,40,50 и др.]. По Флемингу [51] для остановки потока достаточно 15- 20 % твердой фазы. Однако, критическое количество твердой фазы зависит от свойств сплава, интенсивности теплоотвода и условий литья [40,42,45,50].

По данным Г.Ф. Баландина [52,53], при охлаждении потока расплава ниже температуры ликвидуса появляется твердая фаза и возникает соответствующая структура его головной части. Поток останавливается, когда предел прочности образовавшейся структуры станет равным напору [54]. Возможен также последовательный характер затвердевания сплавов с широким интервалом температур кристаллизации при наличии местных сопротивлений, которые способствуют прилипанию кристаллов к стенкам канала и росту корочки [54]. Ряд исследователей [6,39,46-57] связывают механизм остановки потока с образованием твердой корочки в его головной' части, способной выдержать гидростатический напор расплава. Процесс носит пульсирующий характер, так как одновременно происходит намораживание корочки так и ее частичное расплавление. По-видимому, возможен также механизм остановки, обнаруженный методом моделирования [58], который

заключается в том, что взвешенные кристаллы, образовавшиеся в расплаве при его охлаждении, закупоривают узкое сечение, возникающее на стенках канала при намерзании на нем корочки металла.

Все данные о причинах остановки потока были получены на основе исследования проб на жидкотекучесть, когда заполнение полости формы происходит одномерным потоком без существенного мас-сообмена. Механизм остановки потока в условиях одномерного течения можно представить следующим образом [5,42,59,60]. В начальный момент заполнения полости формы в потоке расплава возникает перепад температур. При достижении поверхностью потока температуры ликвидуса на стенках формы начинает кристаллизоваться твердая фаза. Чем шире температурный интервал кристаллизации сплава и меньше интенсивность теплоотвода, тем меньше вероятность намораживания твердой корки. При таких условиях на границе раздела металл-форма выделяются отдельные твердые частицы, которые образуют подвижную оболочку из твердожидкой смеси. Чем шире температурный интервал кристаллизации, тем меньше размер твердых частиц (при одинаковых условиях охлаждения), тем легче они будут увлекаться потоком, концентрируясь в его головной части. Это приводит к быстрому охлаждению носика потока до температуры, при которой затвердевание начинает развиваться по всему объему. Остановка потока происходит в момент достижения фронтом потока температуры нулевой жидк отеку чести. Если условия заполнения благоприятствуют образованию твердой корки на стенках канала, то после достижения поверхностью потока температуры кристаллизации расплав течет в твердой оболочке. Образовавшаяся твердая корочка частично оплавляется и разрушается за счет механического воздействия движущегося потока [42,46,56], в результате чего скорость роста корки уменьшается, а в потоке появляются обломки твердой фазы. В этих условиях остановка

потока может произоити в результате перемерзания канала намороженными корочками или же накопления твердой фазы в его головной части.

А.И.Вейником [59] предложен критерий для определения механизма остановки потока расплава

А Т Т -Т к = —= —^—(1.1) 5Т Т -Т

1 1 к 1 п

где ТЬ,Т$- температуры ликвидуса и солидуса сплава соответственно, К;

д]-Т- перепад температуры по сечению потока, К; Т1ц, Т1п - температуры в центре и на поверхности потока соответственно, К. Остановка потока происходит:

- при к«1 за счет перехвата канала намерзающими корочками;

- при к»1 за счет накопления твердой фазы в носике потока;

- при к&1 - вероятность обеих причин примерно одинакова.

Для улучшения заполняемости металлических форм используют различные покрытия (краски), наносимые на рабочую поверхность формы. Обсуждение возможного влияния покрытия на механизм затвердевания было проведено в работах [60,61], где установлено, что покрытие увеличивает заполняемость только тогда, когда сплав затвердевает с ростом дендритов. Если же механизм затвердевания ячеистый, то применение покрытия изменяет механизм затвердевания, что в свою очередь меняет причину остановки потока расплава, которая влияет на жидкотекучесть.

Проведенные авторами [62] исследования влияния краски на коэффициент теплоотдачи от жидкого металла к металлической форме позволили сделать следующие выводы:

- наиболее значительно влияет первый слой краски, а последующее увеличение толщины слоя не отражается на тепловом режиме металлической формы (при увеличении слоя краски в три раза коэффициент теплоотдачи увеличивается с 0,11 до 0,17 Вт/(м2К);

- чрезмерное увеличение толщины слоя краски снижает ее стойкость, а также размерную точность отливок.

Следовательно, изменяя коэффициент теплоотдачи слоя краски на кокиле, можно активно управлять процессами заполнения и формирования отливок.

1.2. Критериальная оценка дефектов, возникающих на стадии заполнения полости формы

В настоящее время метод литья в кокиль, благодаря своим преимуществам, все чаще используется в машиностроении для изготовления отливок из легких сплавов. Однако, его широкое внедрение тормозится из-за отсутствия надежных методов расчета параметров литни-ково-питающих систем высокого уровня брака, возникающего по вине прочной, высокотеплопроводной, негазопроницаемой металлической формы.

Наиболее характерными дефектами, образующимися в результате охлаждения металла и преждевременной остановки потока, являются спаи и неслитины. Нарушая сплошность поверхности отливки, спаи снижают прочность и ухудшают макрогеометрию литого изделия А.А.Неуструев и Г.Л.Ходоровский разделили все спаи на два вида [63]: спаи 1-ого рода - продольные, поперечные, корольки; спаи II рода -складки и расслоения. Спаи 1-ого рода характерны для струйного заполнения полости формы, когда слияние двух встречных потоков и застойной зоны происходит не по всей поверхности, а лишь на той

части, которая имеет необходимую для этого температуру. Условиями образования спаев 1-ого рода являются:

1) образование поверхности раздела жидкой фазы;

2) существование поверхности раздела до момента, когда температура на определенной ее части станет ниже некоторой минимальной, при которой еще происходит слияние или сварка потоков;

3) наличие перехода температуры по сечению потока, достаточного для наложения трех стадий формирования отливки: течения металла, отвода теплоты перегрева и затвердевания.

Первое условие определяется гидравлическими, а второе и третье -тепловыми явлениями, сопровождающими процесс формирования отливки.

Спаи II-го вида формируются в условиях, когда при затвердевании отливки возникает большая неравномерность скорости намерзания твердой корки и происходит оплавление и смыв отдельных кристаллов, их частичное или полное затопление в металле. Основными причинами образования спаев II-го рода являются:

1) нарушение сплошности потока (особенно при горизонтальном положении полости формы);

2) значительная длина пути металла от питателей к отдельным частям формы ;

3) преждевременное его охлаждение при сравнительно низкой температуре формы.

Исследования, проведенные [16] на сплаве АК 12 показали полно слияние потоков вблизи от стояка и наличие спаев в более удаленных зонах, а также значительное влияние температуры набегающего потока. Это позволило сделать вывод об ведущей роли тепловых процессов в механизме образования спаев. Очевидно, слияние происходит только в том случае, если набегающий вторичный поток обладает доста-

Tc л 3600

А..,

\0KV у

точным перегревом для полного "обтекания" мениска неподвижного расплава и оплавления образовавшейся на поверхности мениска твердой фазы. А.Р.Рабиновичем [65] была предложена эмпирическая формула для определения времени слияния тсл набегающего потока и застойной зоны, гарантирующего отсутствие в отливках дефектов типа спаев

л

(1.2)

кр У

где А - постоянная, зависящая от теплофизических характеристик

формы, металла и оксидных плен на его поверхности, с/м2;

10 - приведенный размер отливки, м;

в „А, ' температуры набегающего потока и кристаллизации

сплава, отсчитываемые от начальной температуры формы, К.

А.И.Вейник [59] приводит решение задачи о свариваемости отдельных капель со струёй металла, что возможно при условии преодоления поверхностного натяжения капли силой струи и отмечает значение тепловых процессов в зоне контакта. А.А.Неуструев и В.В.Чистяков для оценки образования в отливках дефектов типа спаев и неслитин предполагают следующий критерий, названный ими критерием литейной сварки потоков или потока застойной зоны [66,67]

/

к = Ь-(1.3)

]jCJ № + K,)t-T2J

где С,ф = С р + qKp l{Tt-Ts\

В этот критерий входит Тсв, включающая параметр m - относительное количество твердой фазы, при котором поток обтекает мениск застоя и сваривается с ним, его значения находятся в пределах от 0,2 до 0,5. Для алюминиевых сплавов эта величина требует уточнения.

Одним из характерных дефектов, возникающих на стадии заполнения, (особенно металлических форм) является образование протока. Устранить зоны рыхлоты в отливках, возникающих за счет образования проточного течения, можно применением управляемых многоярусных и вертикально-щелевых литниковых систем, обеспечивающих непрерывное поступление более горячего металла на зеркало металлической ванны. Это способствует направленному затвердеванию и формированию более плотной структуры отливки. В отличие от движения расплава в литниковых каналах, характеризующегося турбулентным режимом и большими числами Рейнольдса (Ые) [4,39 и др.], заполнения полости формы происходит при низких скоростях и малых значениях К.е [50]. Экспериментальными исследованиями загрязнения отливок из алюминиевых сплавов в зависимости от степени турбулентности потока в полости формы [68,69] установлено, что вторичное шлакообразование исключается в отливках простой конфигурации при Яе<2600 и в отливках сложной конфигурации при Яе<780. Исследования струи расплава, выходящей из стояка и ударяющей в поверхность металла приемника, показали [70], что на процесс пенообра-зования в алюминиевых сплавах помимо критерия Яе, оказывает влияние критерий Вебера Для определения предельно допустимых скоростей течения расплава в форме предложен критерий бездефектного заполнения

к = /с, -ш2 -/0 (1.4)

где к1 - коэффициент, учитывающий влияние характеристик сплава, входящих в критерии Яе и WQ, а также физико-химические свойства оксидной плены и шероховатость поверхности формы, с2/см3;

со - скорость струи металла, м/с;

l0 - приведенный размер струи, м. Для отливок с повышенными требованиями по герметичности и плотности /с<2400.

При исследовании процессов заполнения полостей форм и образования дефектов на стадии заливки широко используют теории подобия и размерностей [71-76]. Так, для литья в песчаные формы[72] предложен метод оценки вероятности возникновения дефектов, заключающийся в последовательном определении критериев, включающих количество связующего, влажность и плотность формовочной смеси, температуру заливки расплава. В [71-75] разработаны критерии заполняемое™ формы, учитывающие геометрические параметры канала, время и скорость движения жидкого металла.

1.3. Методы расчета процесса з ano ли е н и я

литейных форм

Задача расчета процесса заполнения полости формы расплавом сводится к определению параметров заливки в зависимости от свойств сплава и формы, конфигурации и размеров отливки, а также требований, предъявляемых к ее качеству. К параметрам заливки относятся температура, объемный расход и способ подвода металла к полости литейной формы.

Имеющиеся методы расчета заполнения форм можно условно разделить на три основные группы:

а) эмпирические, являющиеся результатом статистической обработки экспериментальных и производных данных;

б) теоретические, полученные на основе использования в качестве исходной модели течения расплава в пробах на жидкотекучесть;

в) теоретические и полуэмпирические, учитывающие в той или иной степени специфику заполнения рабочих полостей форм.

К первой группе,прежде всего, относят формулы типа т^Б-С -д \ отражающие зависимость времени заполнения формы от веса отливки (7 и толщины ее стенки б) [4,39,77,78 и др.]

Наиболее широкое распространение получила формула В зависимости от условий заливки, значения коэффициента определяется экспериментально. Кроме того, рекомендуется и другой критерий для расчета г, а именно, минимальная или максимально допустимая скорость подъема уровня металла в форме [4,50,79,80]. Рабинович Б.В. ввел три градации средней весовой скорости заливки: быстрая, нормальная и замедленная, которые выбираются в зависимости от конфигурации отливки [39]. Понятие критической скорости подъема уровня металла, гарантирующее отсутствие спаев и неслитин, применяется в [4,64]. Известен ряд работ, посвященных определению этих скоростей для различных металлов и сплавов [5,79,81].

Например, в [82] для литья алюминиевых сплавов в кокиль (температура заливаемого металла 1048 - 1053К, температура кокиля 543 - 553 К) имеем

' к V-

СО

и,28£ + 5,9;

При литье в песчаные формы [78] (температура заливки 1003К)

(1.5)

О)

Г к \ 1.25 п0

(1.6)

ч2,09б> - 4,2у где /г0 - требуемая высота отливки, м.

Н.М.Галдиным предлагается следующая формула для расчета сокр. при литье в песчаные формы [83]

■Л

со = 0,218 л' А , (1.7)

3\ыт!и)

где Тзал - температура заливаемого сплава, К.

Для простых горизонтальных деталей разработана номограмма [71], позволяющая определить со в зависимости от длины отливки и температуры заливки. Безусловно, эмпирические формулы имеют большую практическую ценность, так как сочетают простоту с обобщением накопленного за десятилетия производственного опыта. В то же время, они имеют оценочный характер и малопригодны для фасонных отливок.

Формул второго типа очень много [6,43,50,56,59,84 и др.] Основное их различие состоит в разном представлении механизма остановки потока, характера теплообмена между движущимся расплавом и формой и т.д. А.И.Вейник [85] предлагает для определения времени т достижения в потоке заданной температуры 0, для случая течения металла в песчаной форме использовать зависимость

(в. ^

\!К-Х1т0ср10

т =-1п

Ь„

V 0, У

+ (1.8)

где вза„■- Тзал - Тф н . избыточная температура заливки, К; <9У = Т[ - Тф н. - избыточная текущая температура, К; Тф Н. - начальная температура формы, К; с - удельная теплоемкость жидкого металла, Дж/(кг-К); р - плотность жидкого металла, кг/м3; Ьф - коэффициент аккумуляции тепла формы, Вт-с°-5/(м2-К); т0 - время течения металла до рассматриваемого (неподвижного) сечения формы, с.

В случае намерзания твердой корки на поверхности канала (тонкостенный кокиль), с учетом изменения скорости потока, формула имеет следующее выражение [59]

2 а$кг

срх взап

где т{ --1п- - время течения расплава до начала образования

кр

твердой корочки на поверхности формы, с.

ал = ал ~ ^кр = ^р ~ Тф.п. ' ( 1 • 1 0)

где Т(р п - температура контактной поверхности формы, К; а - коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К); дкр - удельная теплота кристаллизации, Дж/кг; рпш - плотность твердого металла,,кг/м3. Формулы второй группы обычно применяются для расчета процесса заполнения форм непротяженных отливок, заполняющихся одномерным потоком, в остальных случаях, в частности, при проточно-поперечное течение металла их использование нецелесообразно, из-за возникновения значительных погрешностей.

Теоретически обоснованных методов расчета, относящихся к третьей группе, сравнительно мало. Согласно [86], длительность заливки, во избежание образования таких дефектов,как спаи и неслитины, т не должна превышать 1 -3% от времени полного затвердевания отливки тШ}1, то есть

т< (0,01-0,03) тзат. (1.11)

Согласно [6]

т= 1,0 С5/12 (1.12)

для тонкостенной детали, заливаемой через тонкий питатель одинаковой с деталью толщиной.

Ряд исследователей [5,87] считают, что качественное заполнение возможно лишь в том случае, если металл к концу заливки сохраняет минимальную степень перегрева. Анализируя выше указанные формулы, Б.В.Рабинович показал, что в общем виде они описываются уравнением

т = 88т+к. (1.13)

В (1.13) не учтено освежение головной части потока вследствие неравномерного распределения скоростей по сечению канала, естественной конвекции и сброса охлажденного расплава в различного рода углубления. В связи с этим, автор рекомендует использовать послойный метод расчета [64], позволяющий учитывать конфигурацию отливки. Однако, он разработан только для случая заполнения полости формы металлом сверху, когда горячий расплав непрерывно поступает на зеркало металлической ванны.

В работе [88], с учетом однотипной конфигурации гребных винтов , предложен графоаналитический метод определения скоростей подъема уровня металла в форме при заливке через различные литниковые системы, который позволит определять оптимальные условия заливки этих форм расплавом .

Методы расчета процесса заполнения, разработанные в [89,90] основаны на том, что головная часть потока последовательно проходит по всем участкам формы со скоростями, определяемыми из условий постоянства расхода. Коэффициент теплоотдачи от фронта потока принимают постоянным; значение его определяют из пробы на жидко-текучесть и выводят формулу, позволяющую найти минимальное значение жидкотекучести, гарантирующее качественное заполнение заполнение формы расплавом. Схемы механизма заполнения полостей

форм, принятая авторами [89,90], аналогичны механизму заполнения одномерным потоком. Поэтому разработанные ими методы расчета оптимальной продолжительной заливки могут приниматься только для отливок определенной конфигурации.

Метод расчета заполняемое™ форм протяженных крупногабаритных отливок в условиях проточно-поперечного течения расплава предложен в [15]. Формула для определения температуры фронта потока Т„ (в отсутствии намерзания твердой корки на поверхности формы в зоне протока) имеет вид

о

= КГ*-~1п(, +**>]}• (км)

v 71

Заключение диссертации по теме «Литейное производство», Курочкина, Татьяна Николаевна

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. На основе анализа литературных данных выявлено, что используемые в настоящее время методы расчета процессов заполнения металлических форм расплавом и оптимальных размеров ЛПС в условиях гравитационной заливки не учитывают некоторых факторов, в частности, особенности конфигурации полости литейной формы, скорости течения расплава в элементах литниково-пцтающих систем и в форме и т.д., что приводит к получению ошибочных значений расчетных параметров и браку отливок.

2. В результате проведения системотехнического анализа режимов заливки металлических форм легкими сплавами установлено существование области технологических значений параметров заливки (Тф.н„ Тзал., со и т.д.) или области заполняемое™, в которой отливка гарантировано может быть получена без традиционных литейных дефектов, возникающих на стадии заполнения полости формы расплавом. При этом левая граница этой области определяется критерием литейной сварки потоков или потока и застойной зоны, который характеризует вероятность возникновения в отливке дефектов типа спаев и неслитин, а правая - критерием шлакообразования, который оценивает вероятность образования вторичных шлаков в каналах литниковой системы и рабочей полости формы.

3. Проведение экспериментов и пробных заливок по определению степени загрязненности отливки позволило установить, что допустимая скорость потока расплава в металлической форме, позволяющая получить отливку без образования в ней вторичных шлаковых включений, может быть в 2-2,5 раза выше, чем при литье в песчаную форму, что объясняется ее низкой газотворной способностью и газопроницаемостью.

4. Анализ результатов экспериментальных заливок в специально сконструированную металлическую форму, позволяющую в широких пределах изменять геометрию плоского канала с расширениями и выступами, позволил установить, что параметрические критерии для определения сложности полости песчаной формы вида кв=Не /8\ ку]=Ну /6; ку2=ку Иу {5 - толщина канала, кв - высота выступа, 1у - ширина углубления, Ну - высота углубления) можно. использовать и для оценки сложности металлической формы, что позволяет классифицировать полость литейной формы по трем группам:

1) кв - 0; ку1 < 0,2; ку2 « 0 - полость простой конфигурации;

2) кв < 2; ку1 < 6,0; ку2<0 - полость конфигурации средней сложности;

3) кв > 0,2; ку1 > 6,0; ку2 > 1,0 - полость формы сложной конфигурации.

5. По результатам заливок в пробу на жидкотекучесть по ГОСТ 1643870 установлено, что в исследованном интервале температур формы и заливки, видов алюминиевых сплавов и краски, наносимой на рабочую поверхность металлической формы, на охлаждение фронта потока, ввиду малого времени контакта, существенное влияние оказывает не толщина слоя краски, ее теплопроводность, что можно учесть введением симплекса Кп=а/акр, где а, акр - коэффициенты теплоотдачи при течении расплава в полости неокрашенной и окрашенной формы соответственно. Достоверность полученных результатов подтверждена пробными заливками на реальных отливках.

6. Разработана математическая модель заполнения металлических форм алюминиевыми сплавами, основу которой составляют уравнение энергии, описывающее процесс охлаждения одномерного потока в интервале температур "заливка-ликвидус" и "ликвидус - остановка потока"; зависимость, учитывающая повышение температуры фронта потока за счет сброса головной части потока в различного рода утолщения; условия, накладывающие ограничения на режим заполнения полости литейной формы. Адекватность модели подтверждена экспериментально и в производственных условиях.

7. Гидромоделирование на прозрачных моделях и экспериментальные заливки металла с использованием вертикально-щелевой литниковой системы позволили установить, что

- щелевой питатель обеспечивает режим поперечного растекания и последовательное заполнение полости литейной формы только при условии 0.78отл, в противном случае литниковая система работает как сифонная;

- значение коэффициента расхода ц по мере заполнения полости литейной формы равномерно уменьшается на 15-20%.

8. Разработаны принципиально новые методики расчета оптимальных размеров сифонной и вертикально-щелевой литниковых систем, позволяющие получить отливку без традиционных для стадии заполнения полости формы расплавом дефектов и обеспечивающие максимальный КИМ.

9. Предложена новая конструкция вертикально-щелевой литниковой системы (A.C. № 2010664), отличающаяся наличием в нижней части порожка (дополнительного гидравлического сопротивления), что позволяет для тонкостенных отливок в случае несоблюдения условия 8Щ< 0.78отл обеспечить последовательное заполнение полости металлической формы расплавом за счет поперечного растекания.

10. Производственное опробование проведено на реальных отливках литейных цехов ОАО "Рыбинские моторы" и Волжский машиностроительный завод полностью подтвердило их достоверность и эффективность.

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Курочкина, Татьяна Николаевна, 1998 год

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ источников

1. Баландин Г.Ф. Основы теории формирования отливки: / В 2-х. Ч. М.Машиностроение, 1976-1979.4.1. Тепловые основы теории. Затвердевание, охлаждение отливки,- М.: Машиностроение, 1976.-216с.

2. Методика заполняемости металлических форм/ В.К.Виноградов., М.И. Стриженков, Л.П. Долгий, Б.П. Бубнов // Литейное производство.- 1968. -№8.-С.8-9.

3. Hairy P., Hemon Y. Remplissage des coquilles reelles/ZFonde rie: Fondeur Anjourd"Hui.-1990.-№92.-C.21-28.

4. Дубицкий Г.M.Литниковые системы.-М.:Машгиз, 1962,-156c.

5. Литье тонкостенных конструкций/ Ю.А.Степанов, Е.А. Соколов, Э.Ч. Гини, Ю.П. Матвейко.- М.Машиностроение, 1966.-256с.

6. Гуляев С.Б. Литейные процессы.-М.-Л.:Машгиз,1960.-416с.

7. Огира Г. Движение потока алюминия в сырых песчаных фор-мах//25-ый Международный конгресс литейщиков.-М.: Машгиз, 1961.-С.585-612.

8. Порудчиков Ю.П., Бастраков В.К. Некоторые особенности заполнения литейных форм// Изв.вузов. Черная металлургия.-1968,- N8. -С.146-151.

9. Анализ распределения потоков металла в литейной форме/ Лев О.И., Гуляев Ю.Г., Белош Г.Е., Могилев В.К.//Изв.вузов СССР.Черная металлургия,-1980.-№5.-С. 106-108.

Ю.Беднарик М. Исследование течения металла с целью усовершенствования техники литья// 27-ой Международный конгресс литейщиков.- М. Машиностроение, 1961.-С. 199-217.

11. Чистяков В.В., Изотов В.А. Выбор оптимальных скоростей заполнения форм алюминиевыми сплавами // Совершенствование технологических процессов в литейном производстве. Ярославль: ЯПИ,1983.-С.26-31.

12. Галкин M.H., КацЭ.Л. Особенности формирования тонкостенных керамических отливок// Сб.тр / МАТИ.-М. 1966. Вып.7.-С,135-158.

13. Чистяков В.В. Формирование застойных зон при заполнении протяженных полостей форм// Изд.вузов. Черная металлургия.-1981.-№8.-С.98-100.

14. Чистяков В.В. Методы подобия и размерностей в литейной гид-равлике.-М. Машиностроение, 1990.-223с.

15. Рабинович А.Р. Теория и расчет процесса заполнения форм вертикальных тонкостенных отливок при подводе металла сифоном// Литейное производство.-1967.-№3.-С. 22-26.

16. Рабинович А.Р. Заполнение горизонтальных полостей литейных форм// Изд.вузов СССР. Черная металлургия.-1969.-№11.-С. 154-158.

17 Соловьев Е.Г1., Мусияченко A.C., Виноградов В.Н.Влияние характера заполнения форм под низким давлением на затвердевание и свойства протяженных элементов отливок // Литейное производство.-1973.-№8.-С.38-41.

18. Соловьев Е.П., Мусияченко A.C., Виноградов В.Н. Гидродинамические параметры заполнения протяженных полостей при литье под низким давл ением//Л итейное производство .-1973. -№9. -С. 27-2Я-

19. Чистяков В.В. Теплоотвод в застойные зоны при заполнении форм крупных тонкостенных отливок// Литейное производство.-1980.-№9. -С.31-33.

20. Гидродинамические особенности заполнения полостей отливок и слитков затопленной струей / Грибешок В.П., Ефимов В.А. и др.// Применение магнитной гидродинамики в металлургии//Сб.тр./ АН СССР. Уральский научный центр,- Свердловск, 1977.- С. 122-125.

21. Мусияченко A.C., Соловьев Е.М., Кашкин В.В. Исследование режимов заполнения формы на прозрачной модели // Литейное производство.-1987.-№1.-С. 14-16.

22. Мусияченко A.C., Соловьев Е.М., Кашкин B.B. Исследование режимов заполнения форм на прозрачной модели //Литейное производство,-1987.-№4.-С.23-24.

23. Рабинович А.Р. Литейные свойства, определяющие способность сплава к заполнению формы// Литейное производство.-1970.-№7.-С. 22-24.

24. Рабинович А.Р. Возможность сопоставления проб на жидкотеку-честь// Литейное производство.-1971.-№10.-С.29-32.

25. Рабинович А.Р. Исследование движения и охлаждения металлического потока в литейных формах и условия получения тонкостенных отливок: Дис.... канд. техн. наук,- Ленинград, 1968.-320 с.

26.Чистяков В.В., Неуструев A.A., Барбашин H.H. Заполнение форм при вертикально-щелевом подводе металла// Литейное производство.-1974.-№3.-С,26-28.

27. Графман З.И., Токарев Ж.В. Влияние конструкции литниковой системы на образование рыхлоты в отливках из сплава АЛ9 при подводе металла снизу // Усадочные процессы в сплавах и отливках.-Киев, 1970.-С.308-310.

28. Токарев Ж.В., Графман З.И. Формирование отливок из сплава АЛ9 в литейной форме// Совершенствование технологии изготовления отливок Лез .докл. науч.-техн. конф.- Свердловск, 1968.-С.45-46.

29. Анисович Г.А. Влияние продолжительности течения металла на кинетику затвердевания// Теплообмен между отливкой и формой.-Минск, 1967.-С.84-92.

30. Pribijl I.Die bedeutung der Durch-flubgrades bei Abgusprozesses// Glesserei Rasch.-1970.-№3.-P.27-29.

31. Крянин И.Р., Дубровицкий A.M. Многоярусная управляемая литниковая система// Литейное производство.-1973.-№9,-С.42.

32. А.с.366917 СССР, МКИ_53_0 В22& Щелевая литникова система/Б.Н. Путилин, В.В. Чуднер и др.//Открытия. Изобретения. -1983.-N35.-С.67.

33. Токарев Ж.В.,Дубицкий Г.И.Влияние условий заполнения формы на механические свойства отливок из алюмиевых спла-вов//Механические свойства литого металла //Сб.тр.Ан СССР./М.,1963.- С.281-287.

34. Доронин В.Ф. Влияние элементов литниковой системы на качество металла//Литейное производство.-1987.-№3.-С.28.

35. Bradik Josef. Reseni Ytorovych soustav pro odlotkys tenkymi stenami// Slevarenstvi .-1970. -№7. -P. 18.

36. Grigerova Tatiana, Vileke Jan. Uplatnenie teorie prudenia taveniny pri rieseni Vtokovych sustav odliatkov zo zliatin na baze Hlinika //Slevarenstvi.-1982.-№7.-P.30.

37. Винокуров В.К. Механизм движения потока жидкого металла в литейных формах тонкостенных отливок//Литейное производство.-1972.-N 5.-С.39-42.

38. Сергеев B.C. Физико-химические свойства жидких металлов. М.: Оборонгиз,1952.- 157 с.

39. Рабинович Б.В. Введение в литейную гидравлику.-М.:Машиностроение, 1966,- 424с.

40. Корольков A.M. Литейные свойства металлов и сплавов.-М.:Наука, 1967,- 200 с.

41. Швидковский Е.Ф. Некоторые вопросы вязкости расплавленных металлов.-М.:Гостехиздат,1955.- 253 с.

42. Баландин Г.Ф. Литье намораживанием.-М.:Машгиз,1962.- 264 с.

43. Борисов Г.П. Давление в управлении литейными процессами.-Киев: Наукова думка, 1988.-272с.

44. Лошадов С.В. Заполнение формы кристаллизующимся алюминиевым сплавом//Литейное производство.-1984.-№10.-С.4-6.

45. Флеминге М.С. О жидкотекучести металлов//30-й Международный конгресс литещиков.- М.:Машиностроение, 1967.-С.37-53.

46. Engler S., Petong W. Schrekschalenbildung beim Gleben von Aluminium in Sand formen//Aluminium.-1971.T.47.-№10.-P.l 17-123.

47. Шнитко В.К., Борисов Г.М. К вопросу о характере затвердевания в цилиндрическом канале формы//Литье под регулируемым давлением.-Киев, 1980.-С.21 -41.

48. Flemings M.S., Taylor M.F.Effekt of mode of solidefication on the fluidity of aluminium alloys // The british Foundrymans.-

1960.-№9.-P.53.

49. Flemings M.S., Mollrd F.B.,Taylor H.G. Mold varial Ices influence on fluiduty of aluminium // Modern Casting.-1961.-№5.-P.40.

50. Мехендзи Ю.А. Стальное литье. - M. :Металлургиздат, 1988.-767с.

51. Flemings M.S. Fluidite des metaux Techniques de proluktion de pieces tresminces //Bullmers inform Asacc technfondrie,1964.- №151.-P.23-27.

52. Баландин Г.Ф., Каширцев Л.М. Структурно-механические свойства сплавов Al-Si в интервале кристаллизации //Теплообмен между отливкой и формой.-Минск, 1967.-С.59-66,

53. Определение реалогических параметров в алюминиевых сплавах в интервале затвердевания/ Г.Ф. Баландин, Л.П. Каширцев, Ю.А. Степанов, В.И. Семенов //Литейные свойства металлов и сплавов.-М.,1987.-С.57-64.

54. Мосиянов A.M., Дубинин Н.ГТ. К вопросу течения в каналах сплавов с широким интервалом затвердевания// Совершенствование технологии литейных процессов:Тез.докл. научн.техн. конф.-Калуга, 1972.-СЛ 12-113.

55. Механизм остановки потока металла в момент потери жидкотеку-чести. / П.Н. Бибуля, П.Ф. Василевский, Ю.Ю. Головач //Литейные свойства металлов и сплавов.-М.:Наука, 1967.-С.49-51.

56. Галкин Н.М. Затвердевание движущегося металла//Сб.тр./ МАТИ.-М, 1966.-Вып.67.-С.216-219.

57. Гуляев Б.Б. Теория литейных процессов.- Л.Машиностроение, 1976.-216 с 58. Каменский Ю.В., Рабинович Б.Ф. Применение чистых органических веществ и их сплавов для наблюдения кристаллизации в потоке//Теплообмен между отливкой и формой.-Минск, 1967.-С. 157160.

59. Вейник А.И. Теория затвердевания отливки,- М.:Машгиз, 1960.-436с.

60. A Fluidity test for Aluminium Alloys; Tripling Fluidity with a new mold coating./ Flemings M.S.,Conrad T.I,Taylor H.A.//Transactions A.F.S.-1959.-Vol.67.-P.496-497.

61. Southin R.T., Romeyn A. Effects of mould coats on fluidity// Solidifion Jechnol Foundry and cast House Pros. Jnt. Conf. Coveentry.-London, 1980.-P. 123-131.

62. Тулузов Г.Н., Мартыненко B.M. Факторы теплопроводности кокильных покрытий// Литейное производство.-1971.-№2.-С.40.

63.Неуструев А.А., Ходоровский Г.Л. Об образовании неспаев// Совершенствование технологии литейного производства: Тез .докл. VI науч.техн. конф. литейщиков Западного Урала,- Пермь, 1972.-С.171-174.

64. Медведев Я.И. Образование спаев на крупных и тяжелых отливках и расчет скорости заливки с учетом охлаждения жидкого металла в форме// Литейное производство.-1958.-№8.-С.12-15.

65. Чистяков В.В., Рабинович А.Р., Изотов В.А. Тепловые условия образования спаев при заполнении литейных форм// Интенсификация

технологических процессов литейного производства:Тез. докл.науч. техн. конф.-Рыбинск, 1982.-С.159.

66. Неуструев A.A., Барбашин Н.И., Чистяков В.В.Расчет процесса заполнения горизонтальных полостей литейных форм //Литейное производство.- 1972.-№7.-С.20.

67. Неуструев A.A., Чистяков В.В. Тепловые условия предотвращения спаев в отливках// Литейное производство.- 1977.-№3.-С. 19-20.

68. Шаров М.В., Галдин Н.М. Влияние турбулентности потока на образование загрязненности в алюминиевых сплававх//Литейное производство.-1971.-№1.-С,9-13.

69. Галдин Н.М., Шаров М.В. Расчет литниковых систем для отливок из алюминиевых сплавов//Литейное производство.-1972.-№2.-С.3-5.

70. Мусияченко A.C. Предельнодопустимые скорости течения расплава в форме// Литейное производство.- 1987.-№2.-С. 17-19.

71. Dieter H.B. Designing castings and dimensional analysis Foundry Tradei//Foundry.-1972.-№l 2.-P. 134.

72. Schoder A. Quailitatssieherung beim Gie-Ben in verioreenen Formen Giesserei.-1982.-№21.-P.598-605.

73. Schroder A. Theoretische Betrachtungen zur kantenscharfe von Gustuch wen//Giesserei Rolsch.-1983.-№9.-P.14-I8.

74. Schroder A. Stromungsmechanische Betrachtungen zur Fullung verlorener Formen mit effenen Speisern// Giesfer. Forsch.-1985.-№2.-P.37.

75. Banach D. Bobrowski J. Wykorzys - tanie teorii podobienstwa dla, badania przop lywon uelligo odien hiczej zesz haur// AGH.-1973.-№397-89-97.-P. 12-15.

76. Чистяков B.B., Изотов В.А. Критериальная оценка компактности струи при заливке форм через фильтровальные сетки// Литейное производство.-1987.-№10.-С.7-10.

77. Галдин Н.М. Литниковые системы для отливок из легких сплавов. -М..-Машиностроение, 1978,- 198 с.

78. Дубицкий Г.М., Лучинина Т.А. Скорость подъема уровня алюминиевых сплавов в песчаной форме// Изв.вузов СССР.Цветиая метал-лургия.-1966.-№5.-С. 102-108.

79. Пышменцев Ю.П., Дубицкий Г.М. Допустимая скорость подъема стали в форме// Литейное производство.-1968.-№6.-С.35.

80. Чистяков В.В., Жуков А.А. Выбор параметров литниковых систем для чугунного литья// Технология и организация производства.-М., 1980.-№1 .-С.57-60.

81. Цветное литье. Справочник: .М.Галдин,Д.Ф.Чернего,А.Н.Иванчук и др.; Под общ.ред. Н.М.Галдина.-М.: Машиностроение, 1989.-528с.

82. Дубицкий Г.М., Лучинина Г.А, Исследование скоростей подъема уровня металла в металлической форме для отливок из алюминиевых сплавов//Сб.тр./ УПИ.-1965.-№145.-С.37-41.

83. Галдин Н.М. Изучение процессов заполнения песчаных форм алюминиевыми сплавами: Дис...кан.тех.наук.М., 1967,- 208 с.

84. Фасонное литье алюминиевых сплавов/ Г. Б. Строганов, М.Б.Альтман, А.Б. Мельников и др.-М.: Машиностроение, 1980.- 296 с.

85. Вейник А.И. Тепловые основы теории литья.-М.:Машгиз,1953.- 384 с.

86. Хворинов Н.И. Затвердевание отливок.- М.: Иностр.литература, 1955.- 184 с.

87. Абкувер И. Длительность заливки металла в песчаные формы // 24-й Международный конгресс литейщиков: Тез.докл., Вена, 1959.-М.: Машиностроение, 1960.-С. 112-123.

88. Лебедев К.П., Гусев Р.П. Заполенение форм гребных винтов металлом//Литейное производство.-1973.-№5.-С.8-9.

89. Храпов А .Я., Таран Н.И. Расчет минимального узкого сечения литниковой системы, обеспечивающей заполнение формы металлом// Изв. вузов СССР.Черная металлургия.-1965.-№8.-С. 136-144.

90. Синцов В.А. Исследование влияния температуры и скорости заливки на качество отливок из нержавеющих сталей. Дис.канд. техн. наук.-Свердловск,1968.- 245 с.

91. Джагараров У.С., Рабинович А.Р., Рыхлов Л.И. Охлаждение жидкого металла в период заполнения формы //Литейное производство.-1972.-№10.-С.30-32.

92. Тепловые расчеты заливки форм/ Нехендзи Ю.А., Гиршович Н.Г., Билык В.Я., Голод В.М.// Литейные свойства сплавов.-Киев,1968.-С.91-104.

93. Рыжиков A.A. Теоретические основы литейного производства. М.Машиностроение, 1961.- 448 с.

94. Рабинович А.Р. Начальный теплообмен металла и формы// Литейное производство.-1967.-№6.-С. 23-26.

95. Дубицкий Г.М., Чуркин Б.С. Тепловые процессы при течении жидких металлов в песчаной литейной форме// Приложения теплофизики в литейном производстве.-Минск,1966.-С.173-178.

96. Чуркин Б.С., Дубицкий Г.М. Продолжительность заполнения песчаных литейных форм сплавом// Изв.вузов. Черная металлургия.-1969.-№4.-С. 133-137.

97. Дубицкий Г.М., Чуркин П.С. Теплообмен при течении металлических сплавов в песчаных формах// Тепловые процессы в отливках и формах.-М.,1972.-С.38-41.

98. Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена.-М.: Атомиздат, 1979,- 415 с.

99. Туркдоган Е.Т. Физическая химия высокотемпературных процессов,- М.:Металлургия,1985.- 385 с.

100. Заболоцкая Т.В. Теплоотдача при турбулентном течении в трубах жидкостей с малыми числами Прандтля// Жидкие металлы.-М.: Госа-томиздат, 1963.-С.62-71.

101. Боршанский В.М.,Иващенко Н.И.,Заболоцкая Т.В. Расчет теплоотдачи к жидким металлам в турбулентном потоке // Жидкие металлы.-М.: Госатомиздат,1963.-С.71-80.

102. Куманин И.Б. Некоторые вопросььтеории получения высококачественных чугунных отливок,- М.:Профиздат, 1960.-245с.

103. Берг П.П. Формовочный материал. - М.:Машгиз, 1963.-408с.

104. Никигаева О.И., Шаров Н.В., Фадеева Г.С. Покрытия форм для заливки алюминиево-кремниевых сплавов // Сб.тр. / МАТИ .-^S.-Bbin^.- С.31-39.

105. Стебакев Е.С., Тарутин В.Я. Литье выжиманием,- М.: ГНТИМЛ, 1962,- 252 с.

106. Thamban M.J. A generalesed relationship for solidification time in metallic mould// Aluminium (BRD).-1981.-P.214-216.

107. Шаров М.В.,Галдин H.M. Влияние турбулентности потока на образование загрязненности в алюминиевых сплавах //Литейное производство,- 1971.- N 2.-С.9-13.

108. Ноткин Е.М. Принципы построения литниковых систем для алю-ми ниевых сплавов //Фасонное литье алюминиевых сплавов.М.:-ВНИИТОЛ, 1961.- С. 585-612.

109. Изотов В.А. Разработка и внедрение методики расчета процессов заполнения формы алюминиевыми сплавами с целью повышения качества фасонных отливок: Дис. канд.техн.наук.- Рыбинск, 1995.- 123с.

110. Ломазов С.В. Заполнение формы кристаллизующимся алюминиевым сплавом// Литейное производство.-1984.-№10.-С.4-6.

111. Гухман А.А. Введение в теорию подобия.-М.:Высшая школа., 1973.-287с.

112. Чугаев P.P. Гидравлика.- М.:Госэнергоиздат, 1963.-543с.

113. Рабинович Б.В., Наджафов Т.П. Моделирование как метод разработки рациональных конструкций литниковых систем//Литейное производство.-1969.-№7.-С. 22-27.

114. Чистяков В.В., Курочкина Т.Н. Математическая модель и программа для расчета на ЭВМ температуры потока// Совершенствование технологии литейных процессов: Тез. докл. зон. научн. техн. конф.-Рыбинск, 1987.-С.8.

115. Изотов В.А., Курочкина Т.Н. Расчет вертикально-щелевой литниковой системы для отливок из легких сплавов// Оптимизация технологических процессов и управления качеством при производстве фасонных отливок: Тез.докл.научн.техн. конф.-Рыбинск, 1993.-С.18-19.

116. Чистяков В.В., Изотов В.А., Курочкина Т.Н. Оптимизация режимов литья с использованием теории теплообмена и гидродинамики расплавов// Вестник машиностроения.-1993.-№6.-С. 1011.

117. Чистяков В.В., Курочкина Т.Н. Расчет коэффициента теплопередачи при турбулентном движении расплава// Прогрессивные технологические процессы и высокачественные материалы в литейном производстве:Тез.докл.научн.техн. конф.-Рыбинск, 1996.-С.21.

118. Изотов В.А., Шатульский A.A., Курочкина Т.Н. Исследование параметров вертикально-щелевой литниковой системы на коэффициент расхода// Новые материалы и технологии: Тез.докл. научн.техн.конф.-МоскваЛ997.-С.8-9.

119. Шатульский A.A., Изотов В.А., Курочкина Т.Н. Определение оптимальных скоростей заполнения// Неметаллические включения и газы в литейных сплавах: Тез.докл.научн.техн.конф..-Запорожье, 1997.-С. 15-16.

120. Курочкина Т.Н., Изотов В.А., Шатульский A.A. Расчет заполняемое™ кокилей легкими сплавами//Литейное производство.-1997.-№1,-С. 20.

121. Изотов В.А., Шатульский A.A., Курочкина Т.Н. Математическая модель расчета заполняемое™ металлических форм легкими сплавами// Вестник Верхневолжского отделения академии технических наук Российской Федерации:Сб.научн.тр./Рыбинск, 1998.-Вып.3.-С.8-12.

Расчет сифонной литниковой системы, исходя из качественного заполнения кокильной отливки средней

сложности сплавом ЛК12

1. Разбиваем отливку на узлы и элементы (изменение направления движения расплава в полости формы, приводящее к увеличению или уменьшению скорости заполнения, может служить местом расположения узла; расстояние между узлами - элемент отливки). Данная отливка содержит пять узлов и четыре элемента

/4-2=0,0048, >»1-2=0,05,

>2-3=0,0063, >2-3=0,065,

>з-4=0,0072, >3-4=0,09,

>4-5=0,017, >4-5=0,015,

где площадь элемента отливки, м2; > - высота элемента отливки, м; 10- приведенный размер элемента отливки, м.

2. Принимаем Тзал сплава АК12 993К, Тф п =423К, ГС=850К, ГЛ=864К, с=1286 Дж/(кг-К), /?=2390 кг/м3, 4=83 Вт/(м-К), с(/;=560 Дж/(кг-К),

101-2=0,0055,

102-з=0,0075,

103-4=О,ОО9, 1 4-5=0,0375,

/>0=7200 кг/м3, ¿0=42 Вт/(м-К), 6л=15971Вт:С°.5/(м2-К), ^=14000 Вт-с°'5/(м2-К),

/?,г=5-10-6м, у=6-10-7м2/с, ¿„=0,240 Вт/(м-К), К= 1,9, о=0,86 Н-м, а=2,7-10"5м2/с.

3. По данным [14] для отливок средней сложности и сифонной литниковой системы принимаем

Ки= 9103.

4. Рассчитываем критическую скорость заполнения формы

К = Яе \¥е /Л ,

т Ш 1 и п '

Kulavhn 9 • 10 • 0,86-6-10 7-5-10~б °>ш=л---:—5-— = 0,04м/с .

. V РЧ V 2390 • 0,0055

Критическая скорость для кокильного литья в 2 раза выше, т.е. в нашем случае &>ш=0,08 м/с.

Принимаем, что заданную скорость восходящий поток имеет в нижней части вертикальной стенки, т.е. на участке 1-2. 5. Данную скорость можно обеспечить соответствующей площадью узкого сечения литниковой системы, которую находим из соотношения

^ = 1 f = <E±¿±± '

г-» > уз.м > '

со г,, со

уз.м 1-2 ут.м

= Му1ШН - }\ 2) = 0,65^2-9,8-(0,3-0,05) = 1,45 м/с,

, ^ 0,08.0,0048 = 1,45

6. Проведем тепловой расчет, оценим потери перегрева фронта потока расплава во время заполнения вертикальной полости. Для этого воспользуемся формулой (4.4) и примем, что сужение литниковой системы и тепловые потери в ней малы и при расчете не учитываются.

т

(тзал-тфл)ы р

+ т.

ф.

сР10Кп(1 + Ьм 1Ьф;

6.1. Рассчитываем участок 1-2. Для определения ао воспользуемся фор-

мулой

1/^-0,033Ре°>6=— -0,33

0,08 • 0,0055

.ч 0,6

N11 = ай • 10 /Л, а

1,9 V 2,7-ю5 ; Ий-Л 0,093-83

0,093,

0,0055

1403 Вт/(м2-К),

т

г

(993- 423)ехр

0,05-1403

( 1597П

1286-2390-0,0055-0,08 1 +-----

V V 140007

У

+

+423= 967^. 6.2. Рассчитываем участок 2-3

- - у12) - у2__3/2 = 0,65^/2-9,8(0,3-0,05)-0,065/2 =

= 1,36л/ / с,

¥ • со

^2-3 =

уз.м уз.м

к

, Ю2-з=0,054 м/с.

1

Ш = —0,033

0,054-0,0075"

а,

1,9 V 2,7-10 ; 0,088-83

= 0,088,

0,0075

^2-3 -

(967 - 423) ехр

978 Вт/(м2-К),

0,065-978

\\

( 15971" 1286-2390-0,0075-0,054- 1 +

V 140007

+

77

+423 = 943^.

6.3. Рассчитываем участок 3-4

о

и. 6

(о= 0,65д/2^9,8 -0,14 = 1,08 м/с, 2,5-10"4 -1,08

со,

0,0072

0,0375 м/с,

№ = — 0,033 1,9

0,0375-0,009

X 0,6

I \

а.

V 2,7-105 ; 0,0789-83

0,0789,

0,009

Т

(943- 423)ехр

= 728 Вт/(м2-К),

0,09-728

( 1597П 1286 • 2390 • 0,009 • 0,0375 1 +

\ 1 4000у

+

+423 = 916/С. 6.4. Рассчитываем участок 4-5

со = 0,65л/2 -9,8- 0,087 = 0,86 м/с, 0,86-2,5-10"

=

0,017

= 0,013 м/с,

Ии = —0,033 1,9

0,013-0,0375'

а, -

\ 2,7-105 У 0,0986-83

= 0,0986,

0,0375

Т =

4-5

(916 - 423) ехр

218 Вт/(м2-К),

0,015-218

1286-2390-0,037-0,013 1

+

1597П

+

V 140007 +423=915 К.

Таким же образом рассчитывается заполнение прибылей. Расчет должен повторяться с уменьшением скорости заполнения или темпера-

туры заливки, или обоих факторов вместе до достижения температуры ликвидуса.

Расчет вертикально-щелевой литниковой системы, исхдя из качественного заполнения кокильной отливки средней сложности

сплавом АК12

"о

ч

S5

Ж

6

1. Принимаем Тзал сплава АК12 1003К, Тфн =493К, ГС,=850К, Т=ШК, с= 1286 Дж/(кг-К), р=2390 кг/м3, ЯЛ,=83 Вт/(м-К), сф=560 Дж/(кг-К), рф=7200 кг/м3, Хф~ 42 Вт/(м-К), /^ = 15971 Вт-с°-5/(м2-К), ¿¿=14000 Вт-с°>5/(м2-К), /гл=5-10-6м, ^6-10-?м2/с, Я, =0,407 Вт/(м-К), #, = 1,42, а=0,86 Н-м, ¿2=2,7-10"5м2/с.

3. По данным [14] для отливок средней сложности и вертикально-щелевой литниковой системы принимаем

Кш= 18,5-103.

2. Рассчитываем критическую скорость заполнения формы

К = Re We / h ,

Ш 111 Ui II '

/?103 V 2390-0,00353

Критическая скорость для кокильного литья в 2 раза выше, т.е. в нашем случае ¿ош=0,016 м/с.

3. Зная скорость заполнения, рассчитываем расход металла

<2 = Ьсод=0,344-0,16-0,007=3,9-10-4 м3/с .

4. По данным [39] принимаем Б=30, скорость поперечного растекания определяем по формуле

со ¿у -з|зо2^15_0,707 =0,33 м/с .

р \| 210 р V 0,007

5. Находим высоту потока расплава, растекающегося по поверхности застойной зоны

й

л

1

\\S-21qJ

V

8111 ф к

3,9-10"

зо • о;оо7

Л2

1 0,017 .

0,707

6. Определяем отношение площади поперечного сечения растекающейся жидкости к ее периметру

У210 0.017-0,007

К о = =- Ко =--= 0,003м.

р 2Нр +210 2-0,017 + 0,007

7. Находим значение коэффициента теплоотдачи а в форму и в застойную зону по значению критерия Нуссельта

а = Ыи-Л/Я о = 6322 Вт/(м2-К);

Ми= -1-0,004/У'25=0,23;

К

= 33.

а

8. Рассчитываем максимальную длину растекания металла

1003 — 483 1п——— • 1286 • 2390 • 0,003 • 850-483

г

1 +

15971

14000

0,33

6322

= 0,360 .

9. Сравниваем максимальную длину растекания с длиной отливки,получаем 1 <1,2Ь, следовательно отливка при данных условиях заполнится качественно.

1

156