CC BY
18
5 %, а длина его включений снижается от 7 до 4 баллов.
По результатам статистической обработки данных, полученных при механических испытаниях стандартных образцов из РЗМ-чугуна, установлены зависимости, связывающие прочностные характеристики сплава с его химическим составом:
ав = 104,8 -15,2(С + 0,381) + 2Мп + Э,5РЗМ; (2) НВ = 430 - 60(С + 0,381) + ЗОДМп + 88РЗМ,
где: С> в - предел прочности при растяжении, кгс/мм2; НВ - твердость по Бринеллю, кгс/мм2; С^^Мп - элементы и их содержание в сплаве, %
РЗМ-суммарное содержание редкоземельных элементов, %.
Выводы
Уровень прочностных характеристик РЗМ-чугуна (<^В'НВ) определяется, в первую очередь, влиянием
поверхностно-активных свойств церия на процессы кристаллизации, графитовыделения и формирования неметаллических фаз и, во-вторых, химическим составом сплава.
Список литературы
1. Вагнер К. Термодинамика сплавов. - М.: Металлургия, 1967. - 176 с.
2. Рябова Д.З., Гладков М.И., Этелис Л.С. и др. Спектральный анализ
остаточных содержаний РЗЭ в стали//Заводская лаборатория.-1971,-№11. - С. 13-36.
Филинков М. Д.
Курганский государственный университет, г. Курган
КИНЕТИКА ЗАТВЕРДЕВАНИЯ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ В МЕТАЛЛИЧЕСКОЙ ВРАЩАЮЩЕЙСЯ ФОРМЕ
В статье излагаются материалы исследования по определению скорости нарастания затвердевшего слоя расплава во вращающейся металлической литейной форме. Установлено, что она возрастает с повышением частоты вращения, что способствует устранению дефектов в отливках.
Условия затвердевания отливок при центробежном литье, во многом отличные от условий охлаждения стационарных форм, оказывают существенное влияние на формирование макро- и микроструктуры сплавов, их технологических и механических свойств. Характер затвердевания сплава во вращающихся формах и некоторые образующиеся при этом дефекты определяются технологическими (степенью перегрева и переохлаждения расплава, температурой и материалом формы, размерами отливки и др.) и динамическими факторами (скоростью вращения формы, темпом поворота ее оси и др.).
Регулирование процесса затвердевания отливки во вращающейся форме, обеспечивающее получение заданной толщины стенки и правильной геометрии отливки во всех сечениях, ликвидация брака по слоистости, трещинам и раковинам определяются оптимальным сочетанием этих факторов.
Изучение процесса затвердевания сплавов производится различными методами [1,2] . Определение температурного поля по сечению отливки, изучение теплового взаимодействия между формой и отливкой при исследовании условий затвердевания сплавов во вращающихся формах весьма затруднительно. Характер образующейся структуры металла и размеры зерен дают, как правило, только качественную оценку процесса затвердевания.
Продолжительность затвердевания фасонных отливок из алюминиевокремниевых сплавов с целью получения заданной толщины стенки во всех сечениях, скорость наращивания толщины затвердевшего металла определяли методом выливания жидкого остатка.
Для проведения исследований на центробежной установке изготовляли отливки диаметром 135 мм, высотой 145 мм. Металл плавили в печи сопротивления, рафинировали гексахлорэтаном и модифицировали фтористыми и хлористыми солями натрия (2/3NaF + 1/3NaCI) в количестве 2% от веса металла. Температуру жидкого металла выдерживали в пределах 800-820°С и замеряли малоинерционной хромель-алюмелевой термопарой. Температуру металлической формы контролировали термопарой, установленной на расстоянии 8 мм от поверхности торцевой части формы и поддерживали в пределах 130 - 150°С. Скорость вращения формы от 450 об/мин до 1200 об/мин меняли через каждые 150 об/мин. Угол наклона оси вращения регулировали делительным сектором центробежной установки.
Жидкий металл заливали во вращающуюся вокруг вертикальной оси форму при температуре 710-720°С мерным ковшом. По истечении установленного промежутка времени форму останавливали за 1,0-1,5 сек и поворачивали в горизонтальное положение. Жидкая фаза стекала по стенкам и застывала в форме в виде слитка сегментного сечения, обнажая затвердевший слой.
Отливки разрезали в осевом и радиальном направлениях и измеряли толщину слоя затвердевшего металла в зависимости от времени выдержки в четырех сечениях по высоте отливки, отстоящих друг от друга на расстоянии 36 мм. Взвешенные кристаллы твердой фазы, смываемые жидкой фазой, не могли быть учтены при определении скорости нарастания твердого слоя. Это несколько искажало действительную толщину закристаллизовавшейся корочки к заданному отрезку времени.
Результаты определений толщины затвердевшего слоя металла в металлической форме, полученные методом выливания жидкого остатка, в зависимости от скорости вращения приведены в табл. I.
Выполненные эксперименты позволили с достаточной точностью фиксировать продвижение твердой фазы и установить, что во вращающихся металлических формах нарастание толщины затвердевшего слоя ускоряется, а продолжительность затвердевания жидкого металла сокращается.
Анализ значений толщины твердой корочки, полученных для различных скоростей вращения при одинаковой продолжительности соприкосновения жидкого металла с формой, показывает, что при увеличении скорости вращения возрастает интенсивность теплообмена в системе металл-форма и ускоряется охлаждение расплава. Так, при заливке металла в форму, вращающуюся со скоростью 1200 об/мин, и продолжительности охлаждения 18 сек, толщина затвердевшего слоя, средняя по результатам 3-х замеров, составляет 1,53 см, а коэффициент затвердевания равен 2,84 см/мин 1/2. При скорости вращения 600 об/мин при этом же времени выдержки расплава
в форме толщина твердого слоя составила 1,17 см, а коэффициент затвердевания составил 2,14 см/мин 1/2.
Таблица 1
Зависимость толщины слоя от скорости вращения
№ Показатели Т, мин 1/2 Скорость вращения формы, об/мин
п/п 450 600 750 900 1050 1200
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1 Толщина твердого ОД 00 0,31 0,55 0,66 0,68 0,79 0,82 0,84
слоя по образую- 0,167 0,41 0,68 0,84 0,90 0,94 1,01 1,10
щей поверхности 0,23 0,48 1,01 1,09 1,15 1,20 1,26 1,30
цилиндра, см 0,30 0,54 1,17 1,27 1,35 1,42 1,48 1,53
2 Коэффициент за- 0,100 0,31 1,80 2,14 2,20 2,54 2,64 2,72
твердевания ш, 0,167 0,41 1,70 2,04 2,18 2,30 2,47 2,68
см/мин 1/2 0,230 0,48 2,10 2,26 2,40 2,42 2,62 2,70
0,300 0,54 2,14 2,35 2,48 2,62 2,75 2,84
Подсчет показывает, что во втором случае отливка затвердевала в исследуемом периоде на 30% медленнее при прочих равных условиях. Полученные результаты свидетельствуют об увеличении скорости охлаждения и затвердевания расплавов при центробежном литье и показывают, что при одинаковой скорости заливки стационарных и вращающихся форм во втором случае на единицу объема затвердевающего металла приходится большая теплоотводящая поверхность.
Ускоренное нарастание твердой корки металла при увеличении скорости вращения формы является следствием ряда причин: повышенной скорости охлаждения сплава во вращающихся формах, весьма заметной направленностью затвердевания, вытеснением маточного раствора по междендритным каналам к наружной поверхности под действием центробежных сил и уменьшением зазора между отливкой и формой.
При температуре заливки, близкой к точке кристаллизации, в металле, как в стационарной, так и во вращающейся форме, скорость нарастания твердой корочки удовлетворительно описывается уравнением, близким к закону квадратного корня:
В = т-т°>5'к• 0)
где 5 - толщина твердой корки, см;
ТУ1 - коэффициент затвердевания, см/мин 1/2;
Т - время, мин;
К =1,05-1,15 - коэффициент, учитывающий напряженность центробежного поля.
Линейную скорость продвижения фронта затвердевания в радиальном направлении отливки определяли дифференцированием уравнения (1):
икр=0,5К-т-т°^к~1. (2)
При оптимальных для условий исследования значениях К= 1,15 и т = 2,84 см/мин 1/2 :
икр=\,63- г"0'42. (3)
Для определения скорости нарастания толщины затвердевшего слоя для меньших значений коэффициентов Кит получены формулы, приведенные в табл. 2.
Ускоренная кристаллизация сплавов во вращающихся формах способствовала направленному затвердеванию отливки от периферии к центру и подтверждалась изучением относительной объемной усадки, плотности, пористости и механических характеристик сплавов.
Таблица 2
Скорость продвижения фронта затвердевания
№ Значения коэффициентов Вид уравнения
п/п К m
1 1,05 2,14 икр = 1,12т-0-48
2 1,08 2,32 икр=1,25т-046
3 1,10 2,50 Ukp=1,38T-°-45
4 1,12 2,68 икр=1,50т-044
Относительную объемную усадку сплава определяли методом «непитаемой отливки» [1]. Видно, что с увеличением скорости вращения формы в исследованном интервале относительная объемная усадка повышается. Изменение положения оси вращения заметного влияния на величину относительной объемной усадки не оказывает.
Пористость металла определяли по плотности гидростатическим взвешиванием темплетов. Данные приведены в табл. 3.
Таблица 3
Пористость центробежных отливок из сплава АЛ2
Скорость вращения, об/мин Пористость отливки, %
№ Наружная поверхность Внутренняя поверхность
п/п толщина стенки отливки, мм толщина стенки отливки, мм
до 10 от Юдо 20 до 10 от Юдо 20
1 450 2,50 3,10 2,78 3,53
2 600 2,45 2,95 3,09 3,74
3 750 2,00 2,60 3,38 3,86
4 900 1,67 2,00 3,60 4,30
5 1050 1,26 1,48 3,78 4,60
6 1200 1,00 1,05 3,90 4,90
Увеличение скорости вращения способствует повышению плотности, уменьшению пористости в наружных слоях отливки и снижению плотности, возрастанию пористости на внутренней поверхности, причем пористость толстостенных отливок несколько выше.
Из поверхностных зон (наружной и внутренней) отливок вырезали образцы для механических испытаний. Это позволяло сравнивать прочность и твердость сплава в исследуемом сечении с данным определений пористости.
Результаты испытаний приведены в табл. 4.
Таблица 4
Механические свойства центробежных отливок
№ Скорость Механические свойства
п/п вращения, Наружная поверхность Внутренняя поверхность
об/мин ов, кг/мм2 НВ, кг/мм2 ов, кГ/мм2 НВ, кг/мм2
1 450 17,0 53 15,0 50
2 600 17,5 54 14,0 48
3 750 18,0 56 13,0 47
4 900 18,3 56 12,0 47
5 1050 19,0 58 12,0 48
6 1200 19,5 60 12,0 48
СЕРИЯ «ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ», ВЫПУСК 1
43
Предел прочности при растяжении, твердость и плотность центробежных отливок превышают соответствующие характеристики отливок, изготовленных в стационарных формах. Этому способствует повышенная скорость охлаждения сплава во вращающейся форме, обеспечивающая формирование мелкозернистой структуры, и весьма заметная направленность затвердевания отливок при центробежном литье.
Выводы
1. С увеличением скорости вращения формы возрастает теплоотвод и ускоряется затвердевание сплава.
2. Увеличение скорости вращения формы сопровождается повышением плотности и уменьшением пористости в наружных слоях отливки. Со стороны внутренней поверхности плотность сплава понижается.
3. Прочность на разрыв и твердость сплава в наружных слоях отливки с возрастанием скорости вращения повышается. На внутренней поверхности эти показатели уменьшаются.
Список литературы
1. Гуляев Б.Б. Литейные процессы. - М.: Машгиз, 1980.
2. Рыжиков А.А. Теоретические основы литейного производства. - М.:
Машгиз, 1981.
Гончаров А.Е., Соловьев Г.И., Давыдов А.К., Марфицын В.В. Курганский государственный университет, г. Курган
ПРИМЕНЕНИЕ ЭЛЕКТРОШЛАКОВЫХ (ЭШ) ТЕХНОЛОГИЙ ПРИ ИЗГОТОВЛЕНИИ И РЕМОНТЕ ШТАМПОВОЙ ОСНАСТКИ
В работе показаны технологические особенности ремонта штамповой оснастки и изготовления заготовок штампов с использованием отходов стали 4Х5МФС и типового оборудования для ЭШС.
Штамповое хозяйство машиностроительных заводов является одним из самых металлоемких производств, использующих дорогостоящие и остродефицитные стали марок 5ХНТ, 5ХНВ, 5ХНМ, 4Х5МФС и др. Традиционный способ изготовления оснастки из проката мехобработ-кой весьма трудоемок. Известны успешные попытки применить для ремонта штамповой оснастки ЭШ технологии (сварку и наплавку) [1], однако, их широкое практическое применение сдерживается не только слабой технологической проработанностью вопроса, но и отсутствием доступного специализированного оборудования. Использование для этих целей оборудования, предназначенного для работы с проволочными электродами [1], ограничивается марочным сортаментом проволоки. Из оборудования, использующего в качестве присадки пластинчатый электрод, практически применимой и доступной является установка А-550 (и ее модификации [2]) для ЭШ сварки.
Целью настоящей работы является определение технологических возможностей и эффективности применения такого типа оборудования применительно к изготовлению и ремонту штамповой оснастки широкой номенклатуры.
Работы проводили на установке А-550У1 с источником питания (трансформатором ТШС-3000-3), подключенным к сети по однофазной схеме. В качестве присадочного материала применяли поковки, изготовленные из изношенной оснастки состава 4Х5МФС. Во всех случаях процесс начинали с жидкого старта, предварительно расплавляя всю порции флюса (АНФ-6) в специализированной флюсоплавильной печи. Объектами исследования являлись: соу-блоки, молотовые штампы, матрицы.
Соу-блоки молотовых штампов (молотовые бабы) весом до 5т имеют прямоугольную конфигурацию с направляющим пазом типа «ласточкин хвост», которым они сопрягаются со стойкой молота. Наиболее частой причиной их выхода из строя являются отколы и трещины в захватном устройстве (рис. 1,а). Подготовка дефектного участка блока под наплавку заключается в разделке дефекта с использованием механической обработки или воздушноду-говой строжки. Объем и форма разделки определяется размерами и конфигурацией дефектного участка (рис. 1,б). Перед наплавкой соу-блоки подвергали нагреву до 400-500оС в печи. Наплавку производили в вертикальном положении. Плавильное пространство было ограничено снизу технологическим карманом, а сбоку - водоохлаж-даемой плоской панелью. Параметры сечения плоского электрода и режим наплавки определялись в соответствии с шириной дефектного участка. Принятая технология обеспечила отсутствие технологических трещин в основном и наплавленном металле, бездефектное сплавление наплавленного слоя с ремонтируемой деталью.
Рис. 1. Соу-блок а) с отколом в захватном устройстве; б) с разделкой дефектного участка
Электрошлаковая технология была использована так же при выплавке заготовок прессовых штампов и матриц различных типоразмеров на прессы усилием 1000-1600т. Конфигурация некоторых из них представлена на рис. 2 и 3.
