На практике у ответственных отливок, в которых осевая рыхлость не допускается, например у гильз цилиндров двигателей внутреннего сгорания, достигается условие ц> ц_кр за счет изготовления отливки с надлежащим уклоном и выбора соответствующей прибыли. Даже если надо питать отливку со стороны, удаленной от прибыли, т. е. когда прибыль удаленная непроточная, можно, выбрав надлежащий уклон стенки, достигнуть условия ц> ц_кр, при котором не образуется осевой рыхлости (фиг. 183).

При изготовлении отливки с прилегающей проточной прибылью не требуется придавать стенке большого уклона, чтобы достигнуть ц > ц_кр, потому что при такой технологии величина ц_кр соответственно меньше.

Во всех случаях сверхкритический уклон стенок отливки означает повышенную потребность в материале в связи с увеличением припуска на обработку и повышенные затраты на механическую обработку. Так, например, критический уклон отливки плиты из среднеуглеродистой стали (0,3% С) составляет 25% (фиг. 183, г). Следовательно, в этом случае предупреждение осевой рыхлости обходится дорого.

Пути достижения сверхкритической степени направленности затвердевания

Проблема ликвидации осевой рыхлости в мировой литературе освещена очень слабо, чехословацкая же вообще не уделяет ей внимания, хотя это очень важная проблема качества, имеющая народнохозяйственное значение. Можно назвать работу Бринсона и Дюма [53], которые не только первыми уделили внимание этой проблеме, но и на широкой экспериментальной основе решили ее на отливках из среднеуглеродистой стали. Результаты их работы приводятся на фиг. 184. На вертикальной оси отложены высоты вертикальной стенки отливки, а на горизонтальной - критические уклоны. Отдельные кривые характеризуют зависимость между высотой и критическим уклоном для стенок толщиной 25, 50, 75 и 100 мм. Из фиг. 184 видно, что необходимый критический уклон тем меньше, чем толще стенка, а при толщинахдо 75мм критический уклон имеет максимум при высоте 300 мм, с увеличением высоты стенки критический уклон снижается.

Фиг. 184 Необходимый критический уклон (Бринсон и Дюма [53])

Результаты этой выдающейся работы, к сожалению, относятся только к среднеуглеродистой стали и к плите, затвердевающей в вертикальном положении. Вследствие этого необходимо:

1) установить критические уклоны для разных сплавов;

2) достигнуть того, чтобы сверхкритическая степень направленности затвердевания ц > ц_кр была получена при наименьшей величине критического уклона. Особенно большое экономическое значение имеет решение второй задачи.



7. ТЕМПЕРАТУРНЫЕ И СИЛОВЫЕ ОТНОШЕНИЯ ПРИ ЗАТВЕРДЕВАНИИ СТЕНКИ ОТЛИВКИ

Успешное и систематизированное решение этих задач потребует много кропотливого труда, поскольку исследователи должны установить для каждого сплава критические уклоны стенок разной толщины. В связи с этим возникает сомнение, в какой мере результаты работы дадут надлежащий эффект. Ведь непрерывно появляются новые сплавы с различными литейными свойствами, и исследование, таким образом, должно было бы продолжаться без конца. К тому же результаты могли бы неправильно прилагаться к практике недостаточно подготовленными работниками.

Появляется необходимость установить более широкие зависимости, даже если при этом не будут известны точные количественные данные. Имеется ведь возможность свободно двигаться в области условия ц > ц_кр. Здесь надо исходить из основного соображения, что при решении задачи более общее значение может иметь или критический (или сверхкритический) уклон отливки, или критическая (или сверхкритическая) степень направленности затвердевания. Дело в том, что эти понятия не во всех случаях тождественны. Экономически выгодней обеспечить ц_кр, чем критический уклон стенки отливки, поскольку критический уклон только один из путей достижения ц_кр. Задаче, таким образом, надо дать следующую формулировку: необходимо установить условия достижения критического или сверхкритического значения величины ц. Только при таком подходе можно получить отливку с минимальным уклоном без осевой рыхлости.

Однако указанный подход к решению проблемы должен быть комплексным. Необходимо принимать во внимание не только температурное поле отливки, но и ее силовое поле. (В таком случае удалось бы также обосновать и обобщить результаты экспериментов Бринсона и Дюма.) Характер обоих названных полей в процессе затвердевания зависит от основных факторов, т. е. от свойств сплава и формы, включая технику заливки и конструкцию отливки.

Температурное поле в стенке отливки

На температурное поле стенки отливки и достижение критического значения величины ц_кр влияют различные факторы.

Свойства сплава

1. Ширина двухфазной зоны д. Чем эта зона шире при данном угле щ (фиг. 178), тем больше область затрудненного питания и тем выше величина ц_кр, требующаяся для преодоления сопротивления дополнительному питанию затвердевающей отливки расплавом. При этом д прямо пропорциональна интервалу затвердевания сплава, его теплопроводности и удельной теплоемкости. Если д стремится к нулю при положительном значении ц, достаточна незначительная абсолютная величина ц для того, чтобы избежать осевой рыхлости. Наоборот, при объемном затвердевании, как, например, у оловянистых бронз, рыхлость образуется не только на тепловой оси, положение которой четко не выявляется, а рассеяна почти по всей толщине стенки.

2. Теплопроводность сплава л_спл. Чем больше эта величина, тем больше угол щ, тем меньше область затрудненного питания и тем больше ц. Так, например, у алюминиевых сплавов угол щ при прочих равных условиях больше, чем у сплавов железа, что можно считать положительным свойством.

Свойства формы и техника заливки

1. Теплопроницаемость формы. Чем больше b_ф, тем больше ширина двухфазной зоны д и величина м и тем меньше необходимая величина ц_кр. Таким образом, ц_кр при литье в металлические формы будет меньше, чем при литье в песчаные формы.

2. Подвод питания. Если жидкий металл подводить в часть отливки, удаленную от прибыли, ц_кр будет больше, чем при подводе питания прямо в прибыль.

3. Скорость заливки. Чем больше скорость заливки при подводе питания в часть, удаленную от прибыли, тем меньше ц_кр. Наоборот, при подводе в прибыль желательна малая скорость заливки, потому что в этом случае легко достигается большой угол щ, т. е. большое значение ц.

4. Самопроизвольная конвекция расплава. Если после заливки происходит самопроизвольная конвекция расплава, то температурное поле изменится еще до затвердевания значительной части расплава.

Конструкция отливки и ее положение

1. Толщина стенки s. Чем больше толщина стенки при заполнении ее в направлении от прибыли, тем больше угол щ.

2. Положение стенки. Наиболее выгодно вертикальное положение стенки отливки.

Силовое поле в стенке затвердевающей отливки

Если температурное поле влияет на область затрудненного питания, то силовое поле представляет распределение сил, вдавливающих расплав в затвердевающие места на тепловой оси отливки и возле нее.

В затвердевающей отливке сосуществуют три зоны: вполне затвердевшая, двухфазная и свободный расплав (фиг. 185). Если же учитывать усадку в твердой фазе, то можно сказать, что при затвердевании действуют силы, которые вдавливают свободный расплав в двухфазную зону. Это земное притяжение, иногда еще атмосферное или более высокое давление и капиллярные силы, т. е. смачивание расплавом твердой фазы в двухфазной зоне.

При затвердевании надо различать две области расплава: свободный расплав и расплав, связанный в двухфазной зоне. Обе эти части расплава подвергаются воздействию принципиально различных сил. Свободный расплав объемом V_своб перемещается до двухфазной зоны под действием гидростатического давления и только на стыке с двухфазной зоной подвергается действию капиллярных сил. Следовательно, здесь преобладает влияние земного притяжения, т. е. веса столба расплава.

Связанный расплав объемом V_связ в двухфазной зоне омывает разбросанную твердую фазу на большой поверхности контакта под действием капиллярных сил. Речь идет о малом объеме расплава, приставшем к твердой фазе на большой поверхности. Здесь теряет свое значение гидростатический напор и приобретают значение капиллярные силы. При этом нельзя сказать, что капиллярные силы везде действуют положительно,т. е. что уменьшение

Фиг. 185 Три зоны в затвердевающей отливке

объема расплава под действием усадки точно возмещено притоком дальнейших порций свободного расплава.

Во время затвердевания уменьшаются объем, а тем самым и вес свободного расплава G_своб и его высота, а следовательно, и гидростатическое давление Нг. Однако изменяется также и объем, а тем самым и вессвязанного расплава G_связ. Совершенно очевидно, что при этом уменьшается и отношение G_своб/G_связ, а также отношение Нг/W = о(фиг. 186, а). Это означает, что к концу затвердевания упомянутое отношение становится меньшеединицы и капиллярные силы W начинают преобладать над гидростатическим давлением Нг. В этот период прекращается дополнительное питание расплавом отливки на ее тепловой оси. Помимо того, на определенной стадии затвердевания исчезает свободный расплав и с некоторого времени начинает существовать только связанный расплав, которому капиллярные силы не дают перемещаться. Можно, следовательно, сказать, что с исчезновением свободного расплава оканчивается питание затвердевающей отливки.

Фиг. 186 Изменение параметров затвердевания во времени

Повышая давление в прибылях на величину р, достигают более выгодных соотношений в питании. Так, например, при использовании атмосферного давления последнее складывается с гидростатическим давлением свободного расплава, и результирующее питающее давление выражается суммой Нг + р_ат. Атмосферное давление способно даже до известной степени перемещать связанный расплав в двухфазной зоне, т. е. преодолевать вредные капиллярные силы. Однако необходимо, чтобы атмосферное давление действовало до конца затвердевания, чего на практике обычно не удается достигнуть.

Еще более сильное повышение давления питания достигается при использовании давления выше атмосферного. Его действие обычно также прекращается раньше, чем полностью заканчивается затвердевание. Влияние добавочного давления на питание показано на фиг. 186, б. Здесь

8. ВЛИЯНИЕ ОСНОВНЫХ ФАКТОРОВ НА ПИТАЮЩЕЕ ДАВЛЕНИЕ

отливка рыхлость затвердевание давление

Ниже делается попытка хотя бы качественно оценить влияние основных факторов на питающее давление и на продолжительность его действия.

Свойства сплава

1. Интервал затвердевания, а тем самым и протяженность двухфазной зоны. Чем этот интервал больше, тем больше G_связ и тем скорее образуется рыхлость.

2. Теплопроводность л. Чем она выше, тем больше д и G_связ.

3. Удельный вес г. Чем он больше, тем больше питающее давление и меньше рыхлость.

Свойства формы и техника заливки

1. Теплопроницаемость формы b_ф. Чем она выше, тем уже д и тем меньше рыхлость при данном угле щ.

2. При подводе питания к прибыли объем свободного расплава сохраняется до конца затвердевания. Питающее давление в этом случае оказывает более длительное действие.

3. Надо использовать действие атмосферного и более высокого (газового) давлений в течение всего периода затвердевания. Это сильно ограничивает осевую рыхлость.

Конструкция отливки и ее положение при затвердевании

1. При большой толщине стенок отношение G_своб/G_связ выше, чем при тонких стенках. В силу этого питание будет более совершенным, чем у тонкой стенки, даже при сравнительно малом уклоне.

2. Питающее давление зависит не от G_своб, а от гидростатического напора, вследствие чего наиболее выгодно вертикальное положение стенки. При прочих равных условиях стенки, затвердевающие в горизонтальном положении, больше поражаются осевой рыхлостью.

9. ИДЕАЛЬНЫЕ УСЛОВИЯ ЗАТВЕРДЕВАНИЯ В ОТНОШЕНИИ ТЕМПЕРАТУРНОГО И СИЛОВОГО ПОЛЕЙ

Получению выгодного температурного поля, т. е. достижению критической величины ц_кр при минимальном уклоне стенки, способствуют: подвод питания к прибыли (прилегающая прибыль), малая скорость заливки, большая толщина стенки, высокая теплопроницаемость формы (металлическая, иногда еще с охлаждением), сплав с малым интервалом затвердевания. При этих условиях область затрудненного питания µ будет минимальной.

Наиболее выгодные условия силового поля отливки при затвердевании: вертикальное положение стенки, толстая стенка, подвод питания к прибыли, повышенное питающее давление в течение всего периода затвердевания, высокая теплопроницаемость формы, большой удельный вес, малая теплопроводность и возможно меньший интервал затвердевания сплава. Эти условия близки к идеальным.

Из всего сказанного следует, что обеспечению минимального критического уклона способствуют следующие условия.

Сплав: возможно меньший интервал затвердевания, возможно больший удельный вес и возможно большая теплопроводность.

Форма: возможно большая теплопроницаемость, подвод питания к прибыли и высокий питающий напор, действующий в течение всего периода затвердевания.

Конструкция и положение отливки: толстая стенка отливки (но не чрезмерно, чтобы не ухудшать условий кристаллизации) и вертикальное положение стенки.

На условия, определяемые свойствами сплава и конструкцией отливки, литейщик повлиять не может. К этим условиям надо приспособить положение отливки при заливке и затвердевании, технику заливки и свойства формы, с тем чтобы добиться возможно меньшего уклона стенки отливки.

10. ДОПУСТИМА ЛИ ОСЕВАЯ РЫХЛОСТЬ

При некоторых обстоятельствах в связи с эксплуатационными функциями отливки нет необходимости любой ценой добиваться ликвидации осевой рыхлости. Иногда потребитель этого и не требует. В подобных случаях нет смысла бороться с осевой рыхлостью.

У некоторых отливок, например втулок, гильз цилиндров и т. п., не допускается осевая рыхлость после окончательной обработки. В этом случае можно идти одним из трех путей:

1. При статической заливке надо приспособить технику формовки и заливки к свойствам сплава, чтобы обеспечить ц > ц_кр.

2. Выбрать специальный способ литья, исключающий образование осевой рыхлости, как, например, вакуумное всасывание. Однако такой путь пока не реален для ЧССР, поскольку этот способ еще нигде не внедрен. Центробежное литье не гарантирует ликвидации осевой рыхлости.

3. В принципе можно допустить образование осевой рыхлости, с тем чтобы при обработке вся область осевой рыхлости была удалена или осталась навсегда скрытой без ущерба для работы детали. В этом случае втулки можно отливать статически или центробежно.

При последующем изложении имеется в виду только этот третий путь и статическая заливка, являющаяся пока наиболее распространенным способом.

У необработанной отливки можно допустить осевую рыхлость в том случае, если имеется уверенность, что это не повредит эксплуатации отливки и в то же время удешевит ее изготовление и механическую обработку. Однако здесь надо поступать осмотрительно. Необходимо знать,на какой глубине под поверхностью будет располагаться тепловая ось и какие имеются возможности управлять этим положением, чтобы обработка отливки не удорожилась. Данная проблема составляет существо настоящей работы.

Положение тепловой оси у прямой плиты

Прямая вертикальная плита, затвердевающая с обеих сторон с одинаковой скоростью, т. е. при равенстве констант затвердевания с обеих сторон (k₁ = k₂), имеет плоскостную тепловую ось 1, совпадающую с осью симметрии 2 (см. фиг. 180, а). Если бы та же плита отливалась в горизонтальном положении, положение оси 1 не совпадало бы с положением оси 2, потому что возникла бы еще небольшая разница в скорости охлаждения плиты от обеих поверхностей.

Прямая вертикальная плита, затвердевающая с неодинаковой скоростью от обеих поверхностей, будет иметь тепловую ось 1, удаленную от плоскости симметрии 2 на величину эксцентриситета е. Этот эксцентриситет тем больше, чем больше разность констант затвердевания от обеих поверхностей k₁ и k₂. На фиг. 180, бk₁>k₂, потому что с левой стороны плита соприкасается с кокилем (k₁), а с правой - с песчаной формой (k₂). Толщина плиты s разделена тепловой осью на две части s₁ и s₂. Чтобы определить положение тепловой оси, надо определить хотя бы одну из обеих величин. Это можно сделать при условии, что продолжительность затвердевания плиты толщиной s₁ равна продолжительности затвердевания плиты толщиной s₂, так что:

где ф₁ - время затвердевания плиты толщиной s₁, час;

ф₂ - время затвердевания плиты толщиной s₂, час;

k₁ - константа затвердевания от левой поверхности (см. фиг. 180, б), м/час^1/2;

k₂ - константа затвердевания от правой поверхности (см. фиг. 180, б), м/час^1/2.

Поскольку ф₁= ф₂= ф_s (время затвердевания отливки по всей толщине s), а s₂= s - s₁, можно написать основное уравнение

Откуда

Аналогично

Эксцентриситет е получится из уравнения

Остается вопрос, как проще установить величины k₁ и k₂, поскольку неизвестна теплопроницаемость формы, оказывающая существенное влияние на эти величины. Для сплавов с узким интервалом затвердевания можно воспользоваться простым методом выливания (фиг. 187). Плите, отлитой из этого сплава, дают затвердевать в течение определенного времени ф, затем выливают металл, оставшийся внутри жидким. После этого плиту разрезают (заштрихованная площадь) и измеряют толщину твердой корки от кокиля о_к и от песчаной формы о_п. Зная времяф и величины о_к и о_п, устанавливают величину k_к (константа затвердевания от кокиля) и k_п (константа затвердевания от песчаной формы) из следующего основного условия:

При таком методе возможны большие ошибки. Из-за неровной внутренней поверхности нельзя точно установить толщину затвердевшего поля. Кроме того, величина k зависит и от температуры заливаемого сплава, без учета которой определение абсолютного значения k весьма неточно. Однако поскольку исходные условия на обеих сторонахплиты одинаковы, особенно если плита отливается вертикально, то ошибки исключены. При определении положения тепловой оси значение имеют не абсолютные величины k от каждой поверхности, а их отношение.

Фиг. 187 Метод выливания для определения констант затвердевания

Более точен, хотя и несколько более трудоемок, способ определения величин k по измерениям температуры. Этим способом следует пользоваться лишь для сплавов с широким интервалом затвердевания, для которых неприменим способ выливания.

Если плита с обеих сторон соприкасается с одинаковым материалом формы, то для установления положения тепловой оси абсолютная величина константы затвердевания не имеет значения. Важно, чтобы отношение k₁/k₂ равнялось 1. Для расчета можно взять произвольное значение k, если одновременно не устанавливается время затвердевания.

Тепловая ось у полого цилиндра и полого шара

Если прямую плиту постоянной толщины свернуть в виде полого цилиндра, ход затвердевания от внешней и внутренней поверхностей будет совершенно иной, чем у плиты. В дальнейшем параметры внешней поверхности будут иметь индекс 1, а внутренней - индекс 2. Если стержень и форма изготовлены из совершенно одинакового материала и имеют одну и ту же исходную температуру, то, хотя константы затвердевания от обеих поверхностей равны между собой (k₁= k₂), тепловая ось 1 не находится в центре толщины стенки цилиндра, а удалена от геометрической оси на расстояние е.

Это явление весьма часто наблюдается в практике. Особенно отчетливо оно проявляется в положении усадочной раковины в отливке полого цилиндра после отрезки недостаточно большой прибыли. Усадочная раковина располагается не в центре толщины стенки, но сдвинута к стержню даже тогда, когда стержень и форма были из одинакового материала и имели одну и ту же исходную температуру.

Рассматриваемое явление в отливке обусловлено ее конфигурацией, от которой зависит интенсивность отвода тепла от отливки в форму и стержень. Если отливка представляет собой прямую плиту (см. фиг. 180, а), направления максимального теплового потока в форму будут взаимно параллельны по обе стороны плиты. Отвод тепла от обеих поверхностей плиты одинаков, вследствие чего плита затвердевает с одинаковой скоростью от обеих поверхностей. При этих условиях тепловая ось должна расположиться в центре сечения.

В полом цилиндре (см. фиг. 181, а) от внешней поверхности идет максимальный поток тепла в форму в разных направлениях. В связи с этим форма около цилиндра не нагревается так сильно, как около прямой плиты, сохраняя тем самым дальнейшую способность отводить тепло от цилиндра. В результате от внешней поверхности цилиндр быстрей затвердевает.

От внутренней поверхности направления максимального теплового потока в стержень сходятся. С этим связан быстрый сильный нагрев стержня, ведущий к замедлению затвердевания цилиндра от внутренней поверхности по сравнению с плитой.

При этих обстоятельствах неудивительно, что тепловая ось, имеющая цилиндрическую поверхность, будет удалена от центра стенки на расстояние е.

Совершенно аналогичные отношения в полом шаре. Поскольку от внешней поверхности шара направления максимального теплового потока расходятся во все стороны, а от внутренней поверхности со всех сторон сходятся в стержень, то даже при одинаковых диаметрах и толщинах стенки у шара и полого цилиндра и при одном и том же материале формы и стержня величина е будет существенно больше, чем у полого цилиндра (см. фиг. 181, б).

Ход затвердевания полого цилиндра

На положение тепловой оси полого вертикального цилиндра температура заливки практически не влияет. В связи с этим делается упрощающее предположение, что затвердевание от обеих поверхностей полого цилиндра начинается в момент, когда металл коснется формы. Тем самым исключается ошибка при установлении положения тепловой оси. То же упрощающее предположение делается и для определения времени затвердевания.

Ход затвердевания отливки бесконечной прямой плиты определяется при этих условиях уравнением



где о - толщина затвердевшего слоя, м;

ф - время, час;

k - константа затвердевания, м/час^1/2.

При выбранном численном значении ф и известной величине k можно установить соответствующее значение о, или наоборот. Так вычисляется увеличение толщины затвердевшей корки во времени, выражающееся графически параболой.

Из приведенного уравнения можно установить и время затвердевания, если вместо о подставить половину толщины стенки s/2:

где ф_п - продолжительность затвердевания прямой плиты, час.

Ход затвердевания полого цилиндра определяется уравнением, в которое вводится величина Y, характеризующая затвердевание с учетом кривизны поверхности:

Величина Y для цилиндра составляет (по А. И. Вейнику [14]):

для затвердевания от наружной поверхности цилиндра;

для затвердевания от внутренней поверхности цилиндра.

Во время затвердевания постепенно изменяются величины о₁/2r₁ и о₂/2r₂, вследствие чего изменяются и величины Y₁ и Y₂.

Если одновременно учесть, что k₁?k₂, то для определения положения тепловой оси можно исходить из времени затвердевания полого цилиндра

В этом уравнении величина о₁ заменена величиной расстояния от тепловой оси до наружной поверхности s₁, а о₂ - расстояние от тепловой оси до внутренней поверхности s - s₁, где s - толщина стенки.

В только что приведенном уравнении неизвестны s₁, Y₁ и Y₂.

Поскольку

уравнение можно написать в виде

В этом уравнении одна неизвестная s₁. Уравнение можно преобразовать в квадратное, а из него вычислить искомую величину s₁, а следовательно, и положение тепловой оси:

Где

Эксцентриситет тепловой оси е равен

Расчет этот хотя и не труден, но отнимает много времени и не исключает возможности ряда ошибок. Вследствие этого более надежен графический способ. Объясним этот способ на примере.

Надо установить ход затвердевания и положение тепловой оси (эксцентриситет) при следующих условиях:

1) температура заливки ниже ликвидуса (затвердевание начинается сразу при контакте сплава с формой);

2) отливка - стальной полый цилиндр с наружным радиусом r₁ = 300 мм и внутренним радиусом r₂ = 250 мм;

3) отливаются еще четыре цилиндра с наружным радиусом r₁ = 300 мм и внутренними радиусами r₂ = 200, 150, 100, 50 мм;

4) форма и стержень изготовлены из одинакового материала и имеют одинаковую исходную температуру, так что k₁ = k₂ = 0,06 м/час^1/2.

Для выбранной величины о из приведенного выше уравнения

вычисляется соответствующее время ф для затвердевания снаружи и изнутри.

Так получается прежде всего основная кривая хода затвердеванияснаружи, общая для полых цилиндров со стенками всех толщин и, следовательно, действительная и для сплошного цилиндра, у которого внутренний радиус r₂ = 0 (точкана фиг. 188).

Ход затвердевания отдельных цилиндров изнутри вычисляется тем же способом из уравнения



на основании чего строятся соответствующие кривые хода затвердевания полых цилиндров изнутри (они обозначены А, В, С, D, Е) в координатах r - ф или о - ф.

Координаты точек пересечения кривой с кривыми А, В, С, D, Е, обозначенные от R₁ до R₅, дают и время затвердевания соответствующего цилиндра (по горизонтали) и положение тепловой оси (по вертикали), а также эксцентриситеты тепловой оси от е₁ до е₅. Величина е₆ действительна для сплошного цилиндра.

На фиг. 188 слева показаны секторы отдельных полых цилиндров с нанесенным положением тепловой оси l₁, l₂, l₃, l₄, l₅.

По данным, замеренным на диаграмме фиг. 188, построена диаграмма (фиг. 189), характеризующая зависимости

Фиг. 188 Графическое определение хода затвердевания полых цилиндров с разными внутренними диаметрами. е- эксцентриситет тепловой оси (в миллиметрах)

Схематическая диаграмма на фиг. 190 показывает, что при запоздании начала затвердевания положение тепловой оси практически не изменяется, время же затвердевания соответственно увеличивается.

На фиг. 191 совершенно аналогичным образом найдено положение тепловой оси и время затвердевания у цилиндра с наружным радиусом r₁ = 300 мм, внутренним r₂ = 150 мм и при константе затвердевания снаружи k₁ = 0,18 м/час^1/2 (кокиль), изнутри k₂ = 0,06 м/час^1/2 (песчаный стержень). Отношение k₁/k₂ = = 3. Этот случай можно сравнить со случаем 3 на фиг. 188, где k₁/k₂ = 1, однако эксцентриситет тепловой оси здесь много больше, а именно 43 мм против 10,5 мм.

Фиг. 189 Диаграмма, построенная по данным фиг. 188



Фиг. 190 Изменение положения тепловой оси при запоздании начала затвердевания

Фиг. 191 Положение тепловой оси и время затвердевания у полого цилиндра с радиусами 300 и 150 мм

Тепловая ось у полого цилиндра, имеющего стенку с уклоном

Наиболее обычная мера против осевой рыхлости у полых цилиндрических отливок - придание стенке уклона (см. фиг. 183). Иногда уклон делают на внутренней (см. фиг. 183, а) или на наружной поверхности (см. фиг. 183, б), иногда же и на внутренней и на наружной (см. фиг. 183, в). В первых двух случаях тепловая ось имеет форму конической поверхности (см. показанную на фиг. 183, а и б осевую рыхлость 1), в третьем случае - форму цилиндрической или слегка конической поверхности. В этих отливках с уклоном тоже появляется осевая рыхлость, если не соблюдается условие ц > ц_кр (см. выше). У отливок из углеродистой стали с 0,3% углерода это условие выполняется, когда уклон а/б (см. фиг. 183, г) превышает 0,25 при толщине стенки внизу 30 мм [53]. Однако критический уклон различен при разных условиях (см. выше).

В случаях а - в при обработке изнутри очень легко достигают тепловой оси (в определенном месте). В случае а при снятии стружки осевая рыхлость выявляется сначала наверху, а при последующей обработке - постепенно и ниже на поверхности обработки. Поверхность обработки цилиндрическая, тепловая же ось представляет коническую поверхность. Эти две поверхности в данных условиях взаимно пересекаются по окружности. В процессе обработки увеличивается диаметр цилиндрической поверхности, а тем самым увеличивается диаметр окружности пересечения с конической поверхностью и одновременно эта окружность опускается. При большом уклоне поверхности тепловой оси весьма трудно выбрать такой припуск на обработку, чтобы в определенной зоне на обработанной поверхности не появлялась осевая рыхлость (она выявляется как относительно узкая полоса рыхлости на обработанной поверхности). В случае, представленном на фиг. 183, в, осевая рыхлость на обработанной поверхности появляется только в узком интервале припуска на обработку. Однако, если рыхлость появится на самой обработанной поверхности, она займет большую площадь.



Фиг. 192 Определение положения тепловой оси у цилиндра со стенкой, имеющей уклон. is1 - изосолида от внешней поверхности; is2 -изосолида от внутренней поверхности; щ - степень направленности затвердевания

Из сказанного видно, что выбор подкритического уклона не устраняет осевую рыхлость, наоборот, весьма вероятно, что рыхлость появится в определенном месте обработанной поверхности. В связи с этим необходимо выбирать сверхкритический уклон, т. е. допустить образование осевой рыхлости в таком месте и такой формы (цилиндрическая поверхность), чтобы при обработке она удалялась, причем область рыхлости не перемещалась бы в процессе постепенного снятия стружки.

На фиг. 192 в центре показан вертикальный разрез стенки втулки с уклоном, на котором выбраны два сеченияА и В. Наружные диаметры у обоих сечений одинаковы (r_1h = r_1d); внутренние диаметры у сечений А и В обозначим соответственно r_2h и r_2d, причем r_2d>r_2h.

Константа затвердевания k от обеих поверхностей одинакова. Для сечения А построены диаграммы о - ф (наверху) при помощи приведенных выше уравнений. При этом были вычислены координаты только такого числа точек кривых о = f (ф), которые позволили построить обе эти кривые в месте, где они пересекаются. Одна координата этого пересечения - искомая тепловая ось в сечении А, другая координата - время затвердевания сечения А, т. е. ф_{s верх} (при условии, что затвердевание началось тотчас же при контакте сплава с формой).

Совершенно аналогичным образом сделано построение для сечения В (нижняя часть фиг. 192). Найдено положение тепловой оси в сечении В и время затвердевания ф_{s нижн} в сечении В при тех же условиях, как в сечении А.

Соединяя проекции точек пересечения кривых о = f(ф) на сечения отливок А и В, получаем положение тепловой оси в отливке (пунктир).

ф_{s нижн}<ф_{s верх}; величина ф_{s нижн} нанесена на верхней диаграмме. Соответствующий отрезок горизонтальной прямой, проведенной из конца ф_{s нижн} на этой диаграмме, пересекает обе кривые о = f (ф) в точках, которые проектируются обратно на сечение А. Эти точки, будучи соединены с тепловой осью сечения В, образуют две прямые, составляющие угол щ и определяющие степень направленности затвердевания отливки в этих местах.

Таким способом можно с достаточной для техники точностью определить заранее положение тепловой оси, если известно отношение констант затвердевания от обеих поверхностей. Если это отношение неизвестно, его надо установить простым экспериментом, основанным на том же принципе, что и для прямой плиты (см. фиг. 187), с тойлишь разницей, что плита с каждой стороны заформована в тот же материал, что и соответствующая поверхностьполого цилиндра. По измеренным величинам оот обеих поверхностей и по их временам затвердевания устанавливается искомое отношение констант затвердевания (см. выше).

Тепловая ось у цилиндра с внутренним фланцем (дном)

На фиг. 193 дан разрез цилиндра с внутренним фланцем (дном). В полой цилиндрической части положение тепловой оси определялось совершенно так же, как описано выше (см. фиг. 192).

Соединение полой цилиндрической части с дном имеет два закругления. В радиальном разрезе на левой стороне фигуры - внутренний радиус закругления r_2u и наружный радиус закругления r_1u. В сечении по АА затвердевание идет следующим образом. От наружной грани толщина твердой корки увеличивается по кривой е, точки которой установлены из уравнения

От внутренней стороны затвердевание сечения АА протекает по кривой f, точки которой определены из уравнения

Кривые е и f пересекаются в точке R_u, которая проектируется на сечение АА в точке С, делящей сечение АА на два отрезка - внутренний а и наружный b. Однако точка С еще не указывает действительного положения тепловой оси в сечении АА.

Можно представить себе большое число сечений, подобных АА, в остальных местах соединения полого цилиндра с дном. Тогда фигурой, образованной всем множеством таких сечений, будет поверхность усеченного конуса, воображаемая вершина которого находится в точке G на оси тела вращения. Поэтому надо принимать во внимание также влияние на затвердевание соединения соответствующих радиусов, отвечающих окружностям, ограничивающим стенки этого конуса. Эти радиусы представляют собой образующие конуса; радиусы показаны на фиг. 193 в сечении ВВ.

При определении точек кривых затвердевания j (от наружной поверхности) и k (от внутренней поверхности) поступали совершенно так же, как и выше, с той лишь разницей, что исходили из радиусов закруглений r_1r и r_2r. Точка пересечения кривых j и k, обозначенная R_r, проектировалась на сечении ВВ в точку D. Эта точка делит толщину сечения по линииВВна два отрезка - внутренний а?и наружный b?. Однако нельзя считать, что точка указывает действительное положение тепловой оси в сечении ВВ.

Фиг. 193 Определение положения тепловой оси у цилиндра с дном

На фиг. 193 отчетливо видно, что отрезки а?а? и b?b?. Возникает вопрос, где лежит фактическая тепловая ось в сечениях АА, ВВ и просто во всем соединении полого цилиндра с дном. Здесь нужно принять во внимание, что закругления в соединении, показанные в сечении АА, а также и закругления, показанные справа, - внутренние. Надо искать положение тепловой оси из произведения

причем величины а, b, а? и b? измерены по фиг. 193. Величина с/d будет определять истинное отношение расстояний фактической тепловой оси в данном месте от внутренней поверхности с и от наружной d. В сечении ВВ точка Х нанесена так, что она делит сечение на отрезки с и d, определенные из приведенного выше уравнения. Тепловая ось подходит наиболее близко к внутренним закруглениям в сечениях АА и ВВ.

Тепловая ось у тела вращения с неправильной поверхностью

Полое тело вращения на фиг. 194 имеет поверхность двойной кривизны. Оно состоит из верхней цилиндрической части с внешним радиусом r_1V и внутренним r_2V, переходя щей книзу в прямой наружный фланец с радиусами r_1z наружного и r_2z внутреннего закруглений, показанных в радиальном сечении АА. Радиусы закругления в переходе цилиндра во фланец направлены противоположно радиусам наружного и внутреннего закруглений цилиндра.

Поскольку переход полого цилиндра во фланец представляет собой тело вращения, надо учитывать, что сечений, подобных АА, имеется бесконечное множество, и все они образуют поверхность усеченного конуса с воображаемой вершиной в точке G. Из этого центра выходят наружный радиус закругления r_1r и внутренний r_2r, которые лежат на образующей конуса. В цилиндрической части тепловая ось будет ближе к внутренней, чем к наружной поверхности (см. выше). В переходе цилиндра во фланец в радиальном сечении АА тепловая ось должна была бы проходить через точку С, которая получается так же, как и точка С на фиг. 193, и делит толщину стенки на отрезки а (внутренний) и b (наружный). Однако через точку С тепловая ось проходить не будет, потому что и переход цилиндра во фланец представляет тело вращения, радиусы которого на поверхностях образующих конуса показаны в сечении ВВ. Аналогично фиг. 193 положение тепловой оси в сечении ВВ определяется точкой D, которая делит толщину стенки на отрезки а? (внутренний) и b? (наружный).

В примере на фиг. 193 направление радиусов закруглений в сечениях АА и ВВ было одинаковым, потому что эксцентриситет окончательного положения тепловой оси был большим, чем для какого-либо из двух сечений. В примере на фиг. 194 направление радиусов закруглений в сечении АА обратное по сравнению с сечением ВВ. Следовательно, окончательное положение тепловой оси в рассматриваемых сечениях можно установить из произведения

Фиг. 194 Определение положения тепловой оси у тела вращения с неправильной поверхностью

Толщина стенки в сечениях АА и ВВ разделится в отношении с/d, что дает точку Е, через которую проходит действительная тепловая ось. В зависимости от того, какое закругление преобладает, в сечении АА или ВВ, тепловая ось в области перехода переместится к наружной или внутренней стороне от центра толщины.

Описанный метод можно целиком применить к полым цилиндрам без дна и без внутренних и наружных фланцев. Для полых цилиндров с фланцами, присоединенными с надлежащими закруглениями с обеих сторон, этим методом можно воспользоваться для нахождения положения тепловой оси в переходе. Однако этот метод не подходит для случаев, когда соединения фланцев с полыми цилиндрами имеют незначительные или нулевые радиусы закруглений. В таких случаях необходим эксперимент. Приведенный выше метод определения положения тепловой оси. Основан на очень большом числе наблюдений, главным образом в фасонном сталелитейном производстве.



ЛИТЕРАТУРА

1. Ршibуl J., Teoretickй zaklаdу slйvбrenstvн, ЕS VЉВ, 1961.

2. РшibуlJ., Vady осеlovэch odlitkт, SNТL, 1964.

3. Кniрр Е., Fehlerercheinung ап Gusstьcken, GiеЯ-Verlag, Dьsseldorf, 1953.

4. Рыжиков А. А., Теоретические основы литейного производства, Машгиз, Москва- Свердловск, 1954, 1960.

5. Нехендзи Ю. А., Стальное литье, Металлургиздат, 1948.

6. Спасский А. Г., Основы литейного производства, Металлургиздат, 1952.

7. Сhvоrinоv N., Krystalisace а nеstеjnоrоdоst oceli, ИSАV, Praha, 1954.

8. YаоТ. Р., Ciesserei-Techn.-wissenschaft. Beihefte, № 16, 837-851 (September 1956).

9. Роhl D., SсhеilЕ., 23. Internat. Giessereikoпgres, Dьsseldorf, 1956.

10. Сzikеl J., Fгеibеrgеr Forschungshefte, В24, № 1, Giessereiwesеn, 9-22 (Mai 1957).

11. ВеdnбшikМ., Vtokovй soustavy ргољedоu litinu, Nбkl. n. р. SBИ, Вrnо, 1952.

12. ТrеnсklйС h., Giesserei-Techn.-wissenschaft. Beihefte, № 22, 1171-1199 (September 1958).

13. Маlkоvskэ J., Slйvбrenstvн barevnэch kоvщ, МТ II, ЕS VЉB, 1955.

14. Вейник А. И., Тепловые основы теории литья, Машгиз, М., 1953.

15. Михеев В. М., Основы теплопередачи, Госэнергоиздат, 1949.

16. Ршibуl J., Sbornнk VЉВ, 10, № 4, 431-448 (1964).

17. Дубровский А. М., Затвердевание металлов, Машгиз, 1958, стр. 496-512.

18. Реtrћеlа L., Slйvбrenskй fогmоvасн lбtky, SNTL, Praha, 1955.

19. КољеlеvN., SbоrnнkpracнVZЪVZIL, Plzeт, 1957, str, 41-52.

20. Горшков И. Е., Отливка слитков из цветных металлов и сплавов, Металлургиздат, 1952.

21. Гудцов Н. Т., Д. К. Чернов и наука о металлах, Л.-М., 1950, стр. 164 и дальше.

22. Гиршович Н. Г., Нехендзи Ю. А., 3атвердевание металлов, Машгиз, 1958.

23. Zеdnнk V., Kapitolyz fysiky kovu, VТN, Praha, 1951.

24. Баландин Г. Ф., Литье намораживанием, Машгиз, М., 1962.

25. Ршibуl J., Tuhnutн а nбlitkovбni odlitku, SNTL, Praha, 1954.

26. Rudd1е R. W., The Solidification of Castings, Inst. of Metals, Lnd., 1957.

27. BriggsСh. W., Gеzеlius R.А.,Trans.AFA,43,274-302 (1935).

28. С h v о r i n о v N., GieЯerei, № 10-12 (1940).

29. Гуляев Б. Б., Литейные процессы, Машгиз, 1960.

30. Вейник А. И., Теория затвердевания отливки, Машгиз, М., 1960.

31. Ршibуl J., Vеtiљkа А., Teorie slйvбrenstvн, SNТL., Praha, 1963.

32. РшibуlJ., Sbornik VЉВ, 12, № I, 1-34 (1966).

33. Ващенко К. И., Софрони Л., Магниевый чугун, Машгиз, М., 1960.

34. Морозов А. Н., Водород и азот в стали, Металлургиздат, 1950.

35. Трубин К. Г., Ойкс Г. С., Выплавка стали в мартеновских печах, ч. II, Металлургиздат, 1951.

36. Ршibуl, Freiberger Forschungshefte, В84, 211-233 (Nоvеmbег 1964).

37. Маckievic J., Ршibуl J., Kraus J., Hutnikй listy, 2, 135 (1947).

38. Кrаus J., Масkiеviи J., Hutnickй listу, 3, 43-45 (1948).

39. Chеnниеk J., Slйvбrenstvн, 6, 117-118 (1958).

40. Olivеrius V., Slлvarenstvi, 6, 118 (1958).

41. РшibуlJ., Sbornik VЉВ, 4, иl. 32, 327-338 (1958).

42. Ваttу G., Тrапs. АFА, 38, 309-З30 (1930).

43. ZарffеС. А., Тrаns. АFА, 51, 417-562 (1943).

46. Неidе О., 26-й Международный литейный конгресс, Мадрид, 1959.

47. РшibуlJ., Stагоstа О., 26-й Международный литейный конгресс, Мадрид, 1959,

48. Ваbiи J. Р., Lit. proizvodstvo, № 5, 30-32 (1962).

49. Sаburоv V. Р., Postyka V. V., Wlodawer R., CieЯеrei,
№ 1, 1-7 (1960).

50. Морозов А. Н., Строганов А. И., Раскисление мартеновской стали, Металлургиздат, 1955.

51. Вrаndаu О., Osobnн sdelenн (октябрь 1962).

52. РшibуlJ., Теоретические основы литейного производства, ЕSVSВ, 1961.

53. Вrinsоn S., Dumа J., Trans. АFА, 50, 657-675 (1942).

54. РшibуlJ., Тереlnб sbytkovб pnuti v odlitcich ozubenэch kol, Sbornik VЉВ (впечати).

Размещено на Allbest.ru

...