CC BY
49
Повышение свойств отливок из чугунов специального назначения путем.
Колокольцев В.М., Шевченко А.В.
3. Получены математические зависимости взаимосвязей количеств модификаторов ((Ca,Sr)COз, БФТ-1), механических и специальных свойств чугуна ИЧХ28Н2, залитого в сырую, сухую песчано-глинистые формы и кокиль. На их основе определенны весовые коэффициенты влияния данных модификаторов на свойства исследуемого чугуна.
Наибольшее влияние на твердость, износостойкость и ростоустойчивость сплавов оказывает БФТ-1, а на окалиностойкость - кальций-стронциевый карбонат. При этом установлено различное влияние этих материалов на свойства в зависимости от скорости охлаждения. С увеличением скорости охлаждения влияние карбоната на твердость, износостойкость и ростоустойчивость уменьшается, а лигатуры БФТ-1 увеличивается. Влияние карбоната на окалиностойкость увеличивается, БФТ-1 уменьшается.
4. Термовременная обработка способствует измельчению карбидов, что приводит к повышению абразивной и ударно-абразивной износостойкости чугунов при незначительном понижении жаростойкости. Одновременному повышению всех специальных свойств ТВО не способствует. Наибольшей абразивной и ударноабразивной износостойкостью обладает сплав, выдержанный при температуре 1420° С в течение 3 мин.
Установлено взаимное влияние теплоаккумулирующей способности формы и температуры выдержки на структуру и свойства чугуна. С повышением теплоаккумулирующей способности формы повышается степень влияния температуры выдержки. Так, наибольшее влияние температура выдержки оказывает на расплавы, залитые в кокиль, где происждит значительное увеличение доли карбидов плошддью менее 10 мкм2 и уменьшение доли крупныхкарбидов плошддью более 20 мкм2.
5. Совместное влияние ТВО и (Са^г)С03 с БФТ-1 на расплав ИЧХ28Н2 обеспечило повышение всех показателей свойств. Наибольший показатель абразивной износостойкости соответствует температуре выдержки чугуна при 1470°С, а ударно-абразивной -при температуре 1420°С. Причем показатели ударноабразивной износостойкости снизились по сравнению с показателями, полученными при воздействии на чугун только ТВО. Жаростойкость также повысилась, и наибольшим показателям о калино стой кости и рос-тоустойчивости образцов соответствуют температуры
выдержки расплава 1420-1470°С.
6. Одним из важнейших факторов, определяющих сопротивление данных чугунов изнашиванию, является их структурное состояние, которое зависит от взаимного располэжения, количественного соотношения и характера связи отдельных составляющих структуры. Что, в свою очередь, зависит от вида модификатора, его количества и скорости охлаждения сплава (типа формы).
Была установлена тенденция изменения твердости, износостойкости и характеристик микроструктуры в зависимости от скорости охлаждения. Таким образом, выбирая тип литейной формы, можно регулировать структуру и свойства КЛБЧ. Это позволяет получать отливки с требуемыми свойствами, учитывающими специфику и условия их эксплуатации, что является важным моментом для практики.
7. Применение ТВО и разработанного комплекса ((Ca,Sr)CO3 и БФТ-1) как раздельно, так и совместно улучшает комплекс литейных свойств чугуна ИЧХ28Н2: увеличивает жидко текучесть, снижает линейную (свободную и затрудненную) усадку и замедляет интенсивность развития усадки в начальный момент; повышает трещиноустойчивость чугуна: что делает этот сплав более технологичным для получения сложных фасонных отливок.
Список литературы
1. Воронков Б.ВКолокольцев В.МПегроченко Е.М. Комплексно-легированные белые износостойкие чугуны: монография / nqq ред. проф. В.М. Копокопьцева. Челябинск: Печатный салон «Издательство РЕКПОЛ», 2005. 178 с.
2. Брялин М.Ф., Колокольцев В.М., Гольцов А.С. Повышение эксплуатационных свойств огливок из жароизносостойких хромо-марганцевых чугунов // ВесгникМПУ им. Г.И. Носова. 2007. № 4(20). С. 22-25.
Bibliography
1. Voronkov B.V., Kolokoltsev V.M., Petrochenko E.M. Complex-doped white wear resistant cast-irons: a monograph / under the editorship of Professor V.M.Kolokoltsev. Chelyabinsk: Printing salon «Publishing house REKPOL», 2005. 178 p.
2. Kolokoltsev V. M, Brjalin M. F, Goltsov A.S.increase of operational properties castings from жаройзнососг ей них hromo-manganous cast-irons // Vestnik of MSTU named after G.I. Ncsov. 2007. № 4(20).
УДК 621.744.3:539.4:001.891
Савинов A.C., Тубольцева А.С., Синицкий Е.В.
ИССЛЕДОВАНИЕ ДЕФОРМАЦИОННОЙ СПОСОБНОСТИ ПЕСЧАНО-ГЛИНИСТЫХ СМЕСЕЙ
Одним из путей повышения экономической эффективности работы литейного предприятия является снижение себестоимости изделия за счет уменьшения брака. При этом следует отметить, что зачастую весомая доля отбраковки отливок ведется ввиду образования ужимин, горячих и холодных трещин, в процессе за-
твердевания и охлаждения изделия, поэтому моделирование процесса трещинообразования в динамике формообразования отливки является актуальной задачей.
Расчет напряженного состояния литой детали не возможен без изучения условий ее формирования тепловых, структурных преобразований, а также деформа-
входы
6
7 ’ 4
Рис. 1. Установка для определения податливости формовочной смеси:
1 - корпус; 2 - обойма; 3 - шг он; 4 - опора; 5 - образец;
6 - шайба; 7 - ограничитель
ционной способности формы в различных температурных условиях В данной работе рассматривается влияние на податливость сырой песчано-глинистой формы начальной влажности, процентного содержания связующего, усилия нагружения, температуры смеси. Исследование проводили на установке, принцип которой аналогичен устройствам, описанным в работах [1, 2], где смесь сжималась в обойме пуансоном диаметром, меньшим диаметра обоймы. При этом изучался процесс внедрения пуансона в формовочную смесь, что и определяло характер проводимых испытаний.
Для наибольшего совпадения с реальным процессом пуансон нагревался, моделируя теплэвое воздействие стенки отливки. В отличие от вышеуказанных источников, расширение базы данных по податливости формовочной смеси в данной работе осуществлялось при центральном сжатии материала, имеющего постоянные физикомеханические свойства (начальная влажность, компонентный состав, температура смеси). Осевую деформацию образца обеспечивали применением установки, внутренний диаметр обоймы которой совпадает с внутренним диаметром пуансона (рис. 1). Данная конструкция является частным случаем устройства, применяемого в работах [1, 2]. Конструктивно используемое устройство представляет собой стальную обойму 2 с вваренным ограничителем 7 и исключающей просыпание формовочной смеси шайбой 6, установленное на опоре 4, штоком 3 уплотнжтся образец 5 заданного компонентного состава. Для обеспечения устойчивости обойма в сборе устанавливается в корпус 1. Нагружение осуществлялось штоком 3 на испытательной машине УММ-5.
При помощи данного устройства был проведен полный факторный эксперимент по изучению деформационной способности смеси. Варьирование факторов осуществлялось в следующих пределах: связующее 0, 5, 10% (бентонитовые и каолиновые глины);
I слои
выходной слой
?{ +ЦА +-.. + Ь/,гГ +«0
£І=‘8(Ь'2гґ +...+№ ^7Г> Г$Г
- +*>174 + -+ЬГЇ + ОТ)
О
X -ог-од
<*-Л) _ & 11 К к?
Ї5 ’ Й
*
— 1 —>-а •
Рис. 2. Структура нейросети:
хп,х^ - входной и огмасшгабированный параметры соответственно; і’ - І-Й нейрон_|-го слоя, і = 0, 1, 2, ] = 0, 1, 2, ...;
ап,еп - коэффициенты масштабирования, п = 0, 1, 2.; Ь’ - связь (синапс) между і-м нейроном_|-го слоя и к-м входом, к = 0, 1, 2, <іІ - опорный коэффициент і-го нейрона]-гослоя; уЬ - выходной параметр
5
Исследование деформационной способности песчано-глинистых.
Савинов А.С., Тубольцева А.С., Синицкий Е.В.
плотность р,т/м
о ^ 4 6 а п п
бентонитовая глина, %
Рис. 3. Расчетные данные влияния на уплотнение формовочной смеси:
а - плот ности; б - содержания каолиновой глины; в -содержаниябентонитовой глины; г -начальной влажности; д - температуры; ----сырая смесь;-----сухая смесь
влажность смеси 0, 2, 6, 10%, используемый наполнитель - кварцевый песок марки 1К202 ГОСТ 2138-91. Образцы вышеописанных компонентных составов сушились при температуре 150°С, охлаждались и повторно нагревались до температуры 20, 300, 600, 900°С. В жде эксперимента испытуемый элемент в сухом и сыром состоянии подвергался статическому нагружению 0-1 кН/см2. Усилие нагружения и деформация образца фиксировалось на разработанном лабораторном стенде [3]. Полученные в ходе эксперимента абсолютные значения деформации пересчитывалась в относительные единицы по формуле
Д/
8= —100%,
/
где Д/ - абсолютное изменение размера образца; / - первоначальный разм ер.
Полученная база данных была использована для построения нейросетевых моделей, структура которых представлена на рис. 2.
Относительное отклонение экспериментальных и тестовых значений составляло е = 11,3% для сырой смеси и е = 10,9% для сухой смеси. Корреляционное отношение экспериментальных и тестовых (расчетных) значений было ^сыр = 0,96, ^сух = 0,98, что говорит о высокой сждимости опытных и спрогнозированных данных. Полученные результаты расчета отображены графически на рис. 3.
При построении зависимостей рассматривалось влияние на деформационную способность одного фактора. Остальные факторы принимались константой при среднем значении содержания. Как видно из представленных зависимостей, деформационная способность сухой смеси много ниже сырой, что подтверждается источниками [4, 5], следовательно, рост сухого слоя формы оказывает исключительное влияние на напряженное состояние отливки в процессе ее охлаждения.
В связи с этим весьма интересно нахождение экстремальных минимальных значений деформационной
способности сужш ПГС в координатах «влажность -связующее». Данные экспериментальные значения были получены с помощью разработанного нейросетевого математического аппарата и графически отображены на рис. 4. На графике в точках даны экстремальные значения деформации при нагружении 0,5 МПа.
Следует отметить, что расчет напряженного состояния литой детали в динамике является достаточно сложной задачей ввиду существенного изменения механических свойств формы при нарастании сухого слоя смеси [6], движения зоны конденсации, теплового воздействия отливки.
Применение существующих дискретных методов расчета позволяет с достаточной точностью находить возникающие в процессе кристаллизации и охлаждения отливки напряжения, однако для их успешного применения необходима возможность моделирования изменения граничных условий расчета. Полученные модели направлены на решение данной задачи при моделировании процесса в условиях, соответствую-щи хэксперим енталь ным.
В результате проведенной работы расширена база данных по деформационной способности сырой и сужш
^8.5
1” 1“ §
14.5
2.5
0 2 4 3 8 10 12
содержание связующего, %
Рис. 4. Экстремальные значения деформации сухой ПГС при различных температурах
песчано-глинистых смесей. Получены модели, применение которых обеспечивает прогнозирование граничных условий формирования напряженного состояния литой детали в широком интервале варьирования влияющих факторов: содержание связующего, физикомеханических свойств формы, усилий нагружения.
Список литературы
1. Баландин Г.Ю., Степанов Ю.А. О силовом взаимодействии затвердевающей отливки и формы //Литейное производст-во.1962. С. 37-40.
2. Аксенов П.Н., Трухов А.П., Лесной В.Н. Прибор для испытания сырых формовочных смесей на горячую податливость // Ли -тейное производство. 1970. № 3. С. 20-22.
3. Информационно-измерительньй комплекс для определения параметров процессов при изготовлении литой детали/ А.С. Савинов, С.М. Андреев, А.С. Тубопьцева // Современные те<ноло-гии в машиностроении: сб. статей XII Междунар. науч.-пракг. конференции. Пенза: Приволжский Дсм знаний, 2009. С. 39-41.
4. Жуковский С.С. Прочность литейной формы. М.: Машиностроение, 1989. 288 с.
5. Илларионов И.Е., Васин Ю.П. Формовочные материалы и смеси. Чебоксары: Изд-во Чуваш. ун-та, 1995. 288 с.
6. Савинов А.С., Тубольцева А.С. Расчет движения фронта влажности всырой песчано-глинисгой форме // ВесгникМПУ им. Г.И. Носова. 2010. № 2. С. 30-33.
Bibliography
1. Balandin G.Ju., Stepanov J.A. Some aspects of the force interaction between the solidifying casting and the mold // Foundry engineering. 1962. P. 37-40.
2. Aksenov P.N, Truhov A.P. Lesnoy V.N. Testing instrument for hot pliability of greensand forming mixtures // Foundry engineering. 1970. № 3. P. 20-22.
3. An information-measuring complex for definition of process parameters during cast detail manufacture / A.S. Savinov, S.M. Andreev, A.S. Tuboltseva // Modern technologies in mechanical engineering: Articles of the XII International theoretical and practical conference. Penza: Privolzhsky Dom Znaniy, 2009. P. 39-41.
4. Zhukovsky S.S. Durability of a casting mold. M.: Mechanical engineering, 1989. 288 p.
5. Illarionov I.E., Vasin Ju.P. Forming materials and mixtures. Cheboksary: Publishing house Chuvash university, 1995. 288 p.
6. Savinov A.S., Tuboltseva A.S. Calculation of movement of the front of humidity in wet sandy-argillaceous mold // Vestnik of MSTU named after G.I.Nosov. 2010. № 2. P. 30-33.
УДК 621.746.5.047 Казаков А.С., СтоляровА.М.
НАСТРОЙКА МОДЕЛИ РАСЧЕТАРЕЖИМА ВТОРИЧНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ СЛЯБОВОЙ НЕПРЕРЫВНОЛИТОЙ ЗАГОТОВКИ
Инженерные расчеты режима вторичного охлаждения слябовой непрерывнолитой заготовки на машинах, оборудованных поддерживающими роликами с наружным охлаждением, производятся на модели, разработанной в среде электронных таблиц «Бже1» с использованием методики [1]. В расчетах для МНЛЗ, на которых применяются ролики с внутренним охлаждением водой, необждимо учитывать дополнительные потери тепла непрерывнолитой заготовкой, величина которых была оценена в работе [2]. Поэтому базовая методика расчета была усовершенствована введением дополнительной расждной статьи потерь тепла с водой, циркулирующей внутри роликов. Кроме того, в формулу для расчета потерь тепла излучением был введен коэффициент, учитывающий условия каждой зоны охлаждения МНЛЗ для передачи тепла данным способом. Значения этого коэффициента, а также степени черноты поверхности заготовки, коэффициента конвективной теплоотдачи с поверхности заготовки, охлаждающего эффекта воды могут отличаться в разных зонах охлаждения машины. Информация о возможных значениях рассматриваемых параметров, как правило, черпается из литературных источников. Однако при этом часто не удается учесть конструктивные особенности МНЛЗ, для которой производится расчет режима вторичного охлаждения, и условия, при которыхосуществляется процесс разливки стали разных марок. Поэтому необждима настройка разработанной модели расчета режима вторичного охлаждения непрерывнолитой заготовки с учетом кон-
кретных условий разливки стали на данной МНЛЗ.
Настройка модели произведена для разливки трубной стали марки 17Г1С-У на начальном участке зоны вторичного охлаждения криволинейной машины с вертикальным участком с получением непрерывно литой заготовки сечением 250x1730 мм. Начальный участок состоит из четырех роликовых секций, объединенных в три зоны охлаждения: вторую, третью и четвертую с протяженностью соответственно 760, 1560 и 1794 мм. Выбор этого участка обусловлен тем, что только на нем имеется информация о параметрах внутреннего охлаждения роликов зоны вторичного охлаждения МНЛЗ. При настройке модели используются опытные данные, полученные при разливке металла 99 плавок: по 33 плавки с каждой из трех скоростей вытягивания заготовки из кристаллизатора - 0,6; 0,7 и 0,8 м/мин.
На начальном этапе настройки модели в электронных таблицах «Бже1» производится расчет рас-ждов воды во второй, третьей и четвертой зонах охлаждения для каждой из 99 проконтролированных плавок. При этом температура поверхности сляба по оси широкой грани определяется в точках, соответствующих серединам второй, третьей и четвертой зон охлаждения и находящихся на расстоянии 0,675, 1,835 и 3,512 м от нижнего среза кристаллизатора.
На следующем этапе настройки модели осуществляется подбор значений корректируемых параметров для каждой из трех рассматриваемых зон охлаждения таким образом, чтобы добиться минимального расхож-
