Литейное производство 2010 № 11 ноябрь

Подождите немного. Документ загружается.

ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО №11/2010

пециальные способы литья

Аннотация

The Summary

Магниевые сплавы систем Mg–Al–Zn и Mg–Al–Zr

широко применяют в производстве литых заготовок для

ответственных авиационных деталей. К таким отливкам

предъявляют жесткие требования, как по качеству, так и

по срокам изготовления, в том числе и скорости освое-

ния технологии получения новых изделий. Современное

литейное производство характеризуется использованием

оборудования и программного обеспечения, способству-

ющих решению подобных задач.

В частности, установка немецкой фирмы ProMetal

«S-15» позволяет производить методом трехмерной пе-

чати песчаные формы и стержни с использованием хо-

лоднотвердеющих синтетических связующих для литья

легких сплавов. Этой технологией можно в кратчайшие

УДК 621.74.011

А.В. Колтыгин,

Ю.П. Цыновникова,

И.В. Плисецкая (НИТУ «МИСиС»)

A.V. Koltygin,

Y.P. T

synovnikova,

I.V. Plisetskaya

О дефектах в магниевых отливках,

получаемых

в песчаных формах, изготовленных

методом трехмерной печати

Defects in Magnesium Castings Made

in Sand Molds Produced

by the 3D Printing Method

сроки получать формы для габаритных тонкостенных от-

ливок. В основе метода – создание трехмерной модели

формы, внесение требуемых изменений в которую требует

минимального времени. Трехмерная печать для создания

форм уже широко используется, однако особенности по-

лучения отливок таким способом изучены недостаточно.

Применение пакетов программ моделирования литей-

ных процессов также способствует ускорению отработки

технологии. К тому же, они могут быть использованы и

для рассмотрения интересующих нас вопросов по теории

литейных процессов. К таким вопросам можно отнести

исследование эффективности прибылей для предотвра-

щения газоусадочной микропористости в Mg-отливках.

Этот вид дефекта наиболее распространен при литье

В статье рассмотрены особенности получения отливок из магниевых сплавов в

формы, изготавливаемые методом трехмерной печати без использования модель-

ной оснастки. Обобщается некоторый опыт литья в формы, получаемые печатью

на трехмерных принтерах S-15 производства фирмы ProMetal. Рассмотрены осо-

бенности формирования газоусадочной пористости в формах такого рода. Впервые

описан новый вид литейного дефекта, встречающегося при данном способе литья.

Уточнены, с использованием программ ProCast и ПОЛИГОН размеры прибылей для

сплавов типа МЛ5.

Ключевые слова

Магниевые отливки, пористость, магний, трехмерная печать форм, трехмерный

принтер.

The article discusses issues related to the peculiarities of making magnesium alloy

castings in molds produced by the 3D printing method without using pattern tooling.

Some experiences of casting in molds made by printing on ProMetal S-15 3D printers are

summarized. Peculiarities of formation of gas shrinkage porosity in molds of that type are

discussed. A new kind of casting defect occurring in that casting method is described

for the first time. Using casting process computer simulation programs ProCast and

POLYGON, riser sizes for alloys of the ML5 type have been defined more precisely. The

role of external chills in the formation of a sound casting has been considered.

Key words

Magnesium alloys, casting, porosity, molding, 3d-printer, sandcasting cores, molds

direct from CAD data, Z-cast.

ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО№11/2010

пециальные способы литья

Mg-сплавов, кристаллизующихся в интервале температур

120…150°C. Широкоинтервальные сплавы типа МЛ5

характеризуются развитыми дендритами, растущими в

объеме кристаллизующегося сплава, расстояние между

осями которых весьма малы (например, при литье в пес-

чаные формы, изготовленные методом трехмерной печа-

ти, расстояние между ветвями дендритов составляет ~ 60

мкм), что говорит об узости каналов, по которым поступает

жидкая фаза в двухфазной области к растущей твердой

фазе. Считается, что именно прекращение питания рас-

тущих дендритов из-за закрытия каналов для протекания

жидкости в двухфазной области отливки – основная при-

чина образования микропористости [1]. Течение жидкости

по таким узким каналам зависит от градиента давления,

и чем он больше, тем скорость течения металла меж-

ду ветвями дендритов, в соответствии с законом Дарси,

больше. Другая особенность литейных Mg-сплавов – их

склонность к интенсивному поглощению в жидком состо-

янии водорода, что приводит к образованию таких видов

брака в отливках, как трещины при затрудненной усадке и

газоусадочная микропористость.

Даже при самых благоприятных условиях питания в

отливке, за счет образования изолированных объемов

жидкости в ее толще, существует пористость, тем большая,

чем более широкая двухфазная область в ней существует.

Показано [2], что минимально возможная пористость в от-

ливках из сплава МЛ5 – 0,445%. Там же допустимой на-

звана доля пористости 0,65% в отливках из сплава МЛ5.

Из опыта изготовления отливок из сплава МЛ5 и МЛ5пч

в формах, напечатанных на трехмерном принтере, доля

пористости, неизбежно присутствующей в отливках, не-

сколько (в ~ 2 раза) больше, что связано с особенностями

формы, изготовленной таким способом.

Усадка сплава в условиях недостаточного питания от-

ливки может быть реализована и за счет сокращения вне-

шних размеров отливки, часто проявляющаяся в виде утя-

жин. Однако при литье в песчаные формы, в целом, и в

печатные, изготовляемые на промышленном трехмерном

принтере, в частности, характерны усадочные поры, при-

чем, чаще всего они образуются в отливке у ее верхней

поверхности, соединяясь с ней небольшими пустотами по

границам ветвей дендритов. Условие для образования в

толще отливок изолированных пор менее благоприятны,

чем поверхностных, так как падение давления должно

быть достаточным, чтобы уравновесить атмосферное

давление, действующее на отливку. Показано [3], что в

образовании пор активно участвуют не только затрудне-

ния в протекании жидкого металла к фронту кристаллиза-

ции, но и растворенные в металле газы, образование пор

в присутствии которых значительно упрощается.

Необходимое условие возникновения пор радиусом r

– выполнение отношения:

p ≤ p

– 2σ/r,

где p

– равновесное парциальное давление раство-

ренного газа в процессе кристаллизации, Па; σ – меж-

фазная энергия на границе расплав – газовая фаза, за-

полняющая пору, Дж/м

Из этого условия вытекает, что в отсутствии газов

внутренние поры в отливке должны образовываться при

местном абсолютном давлении, равном 0. При этом, па-

дение давления по ходу движения жидкого металла к

месту кристаллизации должно составить ~ 100 кПа, что

для сплава, кристаллизующегося практически сразу по

всему сечению отливки, скорее всего, неосуществимо при

типичных для такого рода отливок толщинах стенки, в слу-

чае литья в рассматриваемые формы.

Таким образом, практически все реально наблюдае-

мые в Mg-отливках, которые получены в песчаных фор-

мах, изготовленных на трехмерном принтере, поры – га-

зоусадочные (рис. 1) и поверхностные. Даже, если поры

расположены в толще отливки, при ближайшем рассмот-

рении видно, что они имеют связь с поверхностью отлив-

ки. Чаще всего, это выглядит как большая, по сравнению

с остальными частями отливки, шероховатость поверхнос-

ти, но может принимать вид и значительных пустот (рис.

Рис. 1. Микроструктура сплава МЛ5пч,

полученного литьем под гравитационным

давлением, в формах, изготовленных на

установке трехмерной печати. Видны поры

по границам ветвей дендритов, ×100

Рис. 2. Газоусадочная поверх-

ностная пористость в отливке из

сплава МЛ5пч, полученной ЛНД,

в формах, изготовленных на уста-

новке трехмерной печати

Рис. 3. Эффект отслоения поверхностного

слоя отливки при литье в формы, изготов-

ленные методом трехмерной печати. На вер-

хней поверхности – поры, соединяющие по-

верхность отливки с подкорковой областью

ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО №11/2010

пециальные способы литья

2). Образование такого рода пористости в формах, изготовленных ме-

тодом трехмерной печати, еще более облегчатся, поскольку эти фор-

мы, из-за большого содержания связующего на основе синтетической

смолы, обладают повышенной газотворной способностью при пони-

женной газопроницаемости.

Газоусадочным характером образования пористости и градиентом

давления внутри формирующейся стенки отливки можно объяснить и

довольно специфический дефект, наблюдаемый нами при изготовле-

нии отливок из сплавов МЛ5пч и МЛ10 на установке литья под

низким давлением (ЛНД) в песчаных формах, напечатанных

на трехмерном принтере. Достаточно часто в таких отливках наблюда-

ется явление «отслаивающейся кожуры», не описанное ранее и нети-

пичное для других способов формовки, когда тело отливки местами

покрыто тонкой, фольгоподобной металлической оболочкой (рис. 3),

которая часто удаляется при пескоструйной обработке и, обычно, не

препятствует получению годной отливки.

Такой эффект вызван, скорее всего, практически мгновенным за-

твердеванием тонкого слоя сплава на внутренней поверхности формы,

обусловленным интенсивным теплоотводом в результате плотного кон-

такта металла с формой, что обеспечивается избыточным давлением,

создаваемым при литье. По мере прогрева формы газы, образующие-

ся в ней, должны прорывать эту фольгу и, скапливаясь у поверхности

жидкотвердого металла, «отжимать» его, образуя тонкую прослойку,

куда устремляются и газы, растворенные в металле. Этому способству-

ет и крайне незначительная газопроницаемость формы.

Рассмотрим, насколько эффективно использование прибылей для

предотвращения образования пористости в отливках из Mg-сплавов.

В разных источниках рекомендуются различные размеры прибылей

для питания тепловых узлов в отливках из Mg-сплавов. Например, для

тепловых узлов типа бобышка на плите (рис. 4) рекомендуют при объ-

емной усадке 5,5…6,0% следующие соотношения размеров прибыли

и теплового узла: D

= 1,2/1,6D

; D

= 1,45/1,55D

; H

= 1,9/2,1D

[4].

Для определения эффективности прибылей такого размера про-

ведено моделирование затвердевания сплава МЛ5 при разных соот-

ношениях размеров прибылей, указанных выше. Моделирование про-

водили в программных пакетах «Полигон» (Полигонсофт) и ProCast

(ESIGroup), хорошо справляющихся с такого рода задачами. Результа-

ты расчетов приведены на рисунках 5, 6.

Видно, что наилучшие результаты по питанию теплового узла полу-

чаются при максимальных рекомендуемых размерах отливки (рисунки 4,

в и 5, в). Однако, даже при их использовании в тело отливки проникает

зона микропористости, заметная при рентгенконтроле. В случае же мини-

мальных рекомендуемых соотношений сторон, питания микропористости

в отливке явно недостаточно. Ясно, что предлагаемая высота прибыли не-

достаточна. В работе [2] высоту прибыли для сплава МЛ5 выбирают, исхо-

дя из соотношения H

= 2,86. При таких условиях, принимая D

, равной

максимально рекомендуемой выше величине и проведя моделирование

питания теплового узла бобышка на плите, получаем результат, отражен-

ный на рис. 7.

Видно, что картина распределения усадочной пористости практи-

чески не изменилась. Дальнейшее увеличение высоты прибыли ведет

только к дальнейшему увеличению расхода металла без повышения

Рис. 4. Прибыль для теплового узла типа

бобышка на плите

Рис. 5. Результаты моделирования в пакете

«Полигон» процесса затвердевания отливки

типа бобышка на плите сплава МЛ5 с реко-

мендуемыми соотношениями размеров при-

были: а – D

= 1,2D

, D

= 1,45D

, Н

= 1,9D

;

б – D

= 1,4D

, D

= 1,5D

, Н

= 2,0D

; в – D

1,6D

, D

= 1,55D

, Н

= 2,1D

ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО№11/2010

пециальные способы литья

эффективности ее работы.

Эффективность работы прибыли можно значительно повысить,

интенсифицируя отвод тепла в форму в зоне теплового узла, органи-

зовав тем самым направленный характер затвердевания в нем. Для

этой цели в формах, полученных методом трехмерной печати, эффек-

тивным средством может оказаться простановка металлических холо-

дильников (рис. 8). Видно, что использование холодильника приво-

дит к равномерному распределению пористости по всей отливке, что

положительно влияет на эксплуатационные свойства детали.

Общие закономерности, выявленные в процессе моделирования,

подтверждаются практическими наблюдениями за многими реальны-

ми отливками из сплавов МЛ5пч и МЛ10.

Выводы

• Практически все поры, реально наблюдаемые в Mg-о

тливках,

полученных в песчаных формах, изготовленных на трехмерном при-

нтере, являются газоусадочными и поверхностными, то есть имеют

связь с поверхностью отливки.

• Из опыта изготовления отливок из сплава МЛ5 и МЛ5пч в фор-

мах, напечатанных на трехмерном принтере, доля пористости, неиз-

бежно присутствующей в отливках, может доходить до 2%.

• Для получения отливок ответственного назначения во многих

случаях использование холодильников, наравне с прибылями, не-

обходимо, поскольку использование только прибылей не позволяет

полностью предотвратить образование газоусадочной пористости в

отливках из сплавов типа МЛ5.

• Высота цилиндрической прибыли, устанавливаемой на горизон-

тальную бобышку для отливки из сплава МЛ5, выбираемого из со-

отношения H

= 2,9, очевидно, предельная для рассматриваемых

форм, и дальнейшее ее увеличение нецелесообразно.

Рис. 6. Результаты моделирования в паке-

те ProCast процесса затвердевания отливки

типа бобышка на плите из сплава МЛ5 с

рекомендуемыми соотношениями размеров

прибыли: а…в – по рис. 6

Рис. 7. Результат затвердевания теплово-

о узла с высокой прибылью H

= 2,86

Рис. 8. Результат моделирования в пакете

ProCast процесса за

твердевания отливки типа

бобышка на плите сплава МЛ5 с рекоменду-

емыми соотношениями размеров прибыли

(рис. 6, в) с использованием холодильника

1. Pequet Ch., Gremaud M. and Rappaz

M. Modeling of Microporosity, Macroporosity, and

Pipe-Shrinkage Formation during the Solidification

of Alloys Using a Mushy-Zone Refinement Method:

Applications to Aluminum Alloys // Metallurgical

and Materials Transactions. – V. 33A. – July

2002. – P. 2095–2106.

2. Грешищев Б.А. Определение парамет-

СПИСОК

ЛИТЕРАТУРЫ

Сведения об авторах

Колтыгин Андрей Вадимович, доцент к

афедры ТЛП НИТУ

«МИСиС», канд. техн. наук.

Цыновникова Юлия Павловна, выпускник кафедры ТЛП

НИТУ «МИСиС», ОАО АК «Рубин» (г. Балашиха)

Плисецкая Инга Викторовна, магистрант кафедры ТЛП НИТУ

«МИСиС» e-mail: misistlp@mail.ruтел: (495)9511928, 9511725

ров технологии питания отливок из сплава МЛ5 // Литейное производство.

– 1975 – №8. – С. 15–17.

3. Флемингс М. Процессы затвердевания. – М.: Мир, 1977. – 423 с.

4. Галдин Н.М., Чернега Д.Ф., Иванчук Д.Ф. и др. Цветное ли-

тье: Справочник. – М.: Машиностроение, 1989. – 528 с.

ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО №11/2010

итье в песчаные формы

Аннотация

The Summary

УДК 621.74: 629.018

В свое время была предложена следующая класси-

фикация способов уплотнения литейных форм сжа-

тым воздухом:

• пескодувно-пескострельный;

• пескострельно-ствольный;

• пескострельно-пульсирующий;

• пескодувно-шланговый;

• воздушно-фильтрационный;

• воздушно-импульсный [1].

Она охватывает практически все области пневмати-

ческой формовки, и в дальнейшем мы следуем ей.

Пескодувно-шланговая формовка разработана в Япо-

нии для мелкосерийного производства крупных форм и

стержней. Формовочная смесь (ФС), непрерывно

выходящая из смесителя, подхватывается струей воздуха,

перемещается по шлангу и выбрасывается в опоку, уста-

новленную на модельной плите [2]. Способ опробован в

производственных условиях. Формовочные и стержневые

S.B. Kyzembaev,

V.G.Berezuk,

A.M. Sinichin

С.Б. Кузембаев (Карагандинский ГТУ), В.Г. Березюк,

А.М. Синичкин (Сибирский федеральный университет

– Политехнический инстит

ут, г. Красноярск)

Газодинамические аспекты

уплотнения литейных форм

и стержней сжатым воздухом

Gas-Dynamic Aspects

of Compacting Molds and Cores

with Compressed Air

В работе представлены классификация и анализ способов уплотнения форм

пневмопотоком. Показано, что основными факторами, влияющими на показа-

тели техпроцесса, являются газодинамические.

Ключевые слова

Уплотнение, формовочная смесь, газодинамические параметры, плотность

смеси, скорость нарастания давления.

машины, реализующие данный способ, запатентованы в

ряде стран.

С газодинамической точки зрения, рабочий процесс

машины представляет собой истечение воздушно-песча-

ной струи из незамкнутого объема (поскольку смесь не-

прерывно поступает из расходного бункера) в атмосферу

под действием сжатого воздуха постоянного давления,

непрерывно подаваемого из заводской магистрали. Име-

ется полная аналогия струйному процессу очистки отливок

(песком или дробью). Разница лишь в степени связности

подаваемого материала.

Газодинамические факторы, определяющие процесс,

– потери напора по длине шланга и количество движения

(импульс) уплотняемой смеси в момент соприкоснове-

ния с моделью или ранее уплотненной смесью. Они не

зависят от времени формообразования, а зависят только

от длины шланга и наличия гидросопротивлений на пути

движения смеси. Потери напора можно компенсировать

The work presents a classification and analysis of mold compaction methods using

airflow. It is shown that the main factors influencing the process parameters are gas-

dynamic ones.

Key words

Compaction, molding sand, gas-dynamic parameters, sand density, pressure

buildup rate.

ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО№11/2010

итье в песчаные формы

установкой усилителей давления.

Общий напор h складывается из

динамического напора h

, идущего

на преодоление инерции воздуха и

ФС, и статического напора h

, расхо-

дуемого на все остальные сопротив-

ления.

Динамический, или скоростной,

напор идет на сообщение воздуху и

транспортируемому материалу скоро-

стей v

и v

фс

, соответственно. Расчеты

показали, что динамический напор

не зависит от диаметра шланга, по

которому выбрасывается смесь.

Статический напор расходуется

на преодоление трения в шланге h

тр

при перемещении материала, на пре-

одоление местных сопротивлений h

и на подъем груза, которым можно

пренебречь.

В результате расчетов определен

полный напор, необходимый для

формовки:

h = (h

+ h

тр

+ h

)K = K (ρ

/ 2)

[1 + 0,72μ + λ (L(1 + kμ)) /

d + ∑ξ], (1)

где K – коэффициент запаса,

нужный для учета потерь воздуха,

обычно принимается K = 1,03…1,05;

λ – коэффициент сопротивления

трению; k – коэффициент, завися-

щий от скорости; L, d – длина и диа-

метр шланга, соответственно, м; ∑ξ

– сумма коэффициентов местного

сопротивления на криволинейных

участках и подобных местах трассы;

μ – коэффициент массовой концент-

рации – отношение массы ФС к мас-

се (расходу) воздуха.

Поскольку напор – не что иное,

как давление сжатого воздуха, то,

следовательно, процесс целиком

определяется газодинамическими

факторами, а именно, падением дав-

ления (потери напора) и максималь-

ным давлением в сети, способным

поддерживать необходимый напор.

В какой-то мере, оказывают влияние

и свойства смеси (через коэффици-

енты k и μ).

Пескострельно-пульсирующий

Рассмотрим подробнее взаимо-

действие энергоносителя – сжатого

воздуха с уплотняемой смесью (ри-

сунок). Известно, что при пескост-

рельном процессе вначале проис-

ходит последовательное уплотнение

смеси в резервуаре до тех пор, пока

давление не достигнет 2/3…3/4

максимального значения. Лишь пос-

ле этого происходит истечение всего

уплотненного столба смеси из пес-

кострельного резервуара [5]. Пусть

имеется пескострельная машина с

нижним надувом. В ресивере объ-

емом V

находится сжатый воздух с

начальным давлением p

р0

. Площадь

выпускного отверстия ресивера рав-

на S

. Площадь поперечного сечения

пескодувного резервуара машины

рез

равна площади опоки в свету S

оп

Возьмем за точку отсчета нижний

срез резервуара.

В резервуаре находится ФС мас-

сой m

фс

, высотой h

и начальной

плотностью ρ

= m

фс

/ (S

рез

При открывании клапана дутья

начинается истечение сжатого воз-

духа. Давление p

в пескодувном

резервуаре начинает расти. Высота

столба смеси уменьшится на Δh

составит h

= h

– Δh

. Произойдет

предварительное уплотнение смеси

до плотности ρ

= m

фс

рез

). Об-

щую деформацию смеси ε

, в пер-

вом приближении, можно принять

равной перемещению центра тяжести

массива смеси из точки х

в точку х

то есть ε

= х

– х

[6]. Давление в ре-

зервуаре к концу периода предвари-

тельной деформации длительностью

достигнет p

1max

. Следовательно,

на смесь воздействует усредненная

сила F = p

рез

, причем

= 1/2(p

+ p

max

где p

– атмосферное давление,

Па; p

– усредненное давление в

пескодувном резервуаре за время

, Па.

В целом, на массив ФС бу-

дет действовать импульс

силы K

= F

. В результа-

способ формовки представляет со-

бой обычный пескострельный про-

цесс, разбитый на несколько этапов,

то есть растянутый во времени, и

рассматривать его отдельно не име-

ет смысла. Этот принцип реализо-

ван в пескострельно-пульсирующем

полуавтомате ППП-10, благодаря

чему возможно изготовлять стержни

объемом, в несколько раз превыша-

ющим объем пескострельного резер-

вуара.

Пескострельно-ствольный метод

можно рассматривать как разновид-

ность гравитационной формовки [3].

Надув смеси может производиться

как сверху вниз, так и снизу вверх.

Нижний ствольный вдув имеет ряд

энергетических преимуществ перед

верхним [4].

Схема процесса ствольного

надува: 1 – начальный объем

смеси, 2 – предварительно уп-

лотненный объем, 3 – конечный

объем смеси

ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО №11/2010

итье в песчаные формы

те смесь приобретет количество движения (импульс)

= m

фс

, равное K

[7]: K

= K

или m

фс

= F

. Отсюда

= F

/ m

фс

. С другой стороны, v

– усредненная скорость

перемещения центра тяжести столба смеси на расстояние

за время τ

, то есть v

= ε

/τ

. Тогда:

/ m

фс

= ε

/τ

√

фс

)/F

√

(2m

фс

) / (p

+ p

1max

рез

(2)

Деформация ε

определяется, главным образом, рео-

логическими свойствами ФС. Для заданного техпроцесса

деформация – величина неизменная, как и масса смеси

фс

. Значит, как видно из выражения (2), регулировать

время τ

можно только за счет изменения давления p

1max

которое зависит от скорости истечения сжатого воздуха из

ресивера, а та, в свою очередь, – от скорости открывания

клапана дутья и эффективной площади проходного сече-

ния μS

выпускного отверстия, то есть от газодинамичес-

ких факторов. Окончательно имеем, что этап I процесса

уплотнения определяется, в основном, газодинамически-

ми параметрами процесса, а именно:

• максимальной скоростью открывания клапана дутья;

• максимальной площадью проходного сечения

вдувного отверстия;

• отношением площади эффективного сечения кла-

пана к площади опоки в свету.

Этап II уплотнения – перемещение столба ФС высотой

по стволу с площадью поперечного сечения S

рез

= S

оп

– характеризуется следующими начальными условиями:

давление в ресивере p

< p

; давление в пескодувном ре-

зервуаре p

1max

; начальная скорость перемещения центра

тяжести смеси v

= v

; расстояние, на которое должен пе-

реместиться центр тяжести кома смеси до соприкоснове-

ния верхних слоев кома с модельной плитой, L` = х

– х

Это расстояние смесь пройдет равно ускоренно за время

и приобретет к концу этапа скорость v

Определив v

, можно вычислить продолжительность

этапа II:

= 2(v

– v

) / а

= 2m

фс

– v

) / (p

2max

– p

рез

(3)

Поскольку значения m

фс

, S

рез

и L` в ходе процесса не

изменяются, из формулы (3) следует, что этап II уплот-

нения также целиком определяется газодинамическими

факторами:

• максимальным давлением сжатого воздуха в ре-

зервуаре p

2max

;

• скоростью нарастания этого давления.

Плотность смеси на этапе разгона неизменна и равна ρ

При контакте с модельной плитой и торможении высо-

та столба ФС уменьшится на Δh

и станет равной h

= h

– Δh

. Центр тяжести кома смеси за время торможения τ

пройдет путь ε

= х

– х

с замедлением скорости от v

до

нуля с отрицательным ускорением а

. Расчетами получаем

время торможения:

= –2v

/а

= 4ε

. (4)

Как видим, время торможения также определяется

реологическими свойствами смеси (деформацией ε) и

газодинамическими параметрами процесса (скоростью

). Общее время процесса уплотнения τ = τ

+ τ

Оно зависит, в первую очередь, от быстроты нарастания

и максимального давления в пескодувном резервуаре. В

конечном счете, длительность цикла формообразования

определяется начальным давлением в ресивере, разме-

рами и конструкцией клапана вдува, а также скоростью

(линейной и по площади) открывания клапана.

Пескодувно-пескострельный способ исследован до-

статочно полно [8]. Найдено, что время нарастания и мак-

симальное давление над уплотняемой смесью зависят от

тех же газодинамических п о к а з а т елей:

• максимальной скорости открывания клапана ду-

тья;

• максимальной площади открывания;

• соотношения площади клапана и опоки в свету;

• начального давления в ресивере.

Общее время процесса также складывается из трех

этапов:

• предварительного уплотнения смеси в резервуа-

ре τ

;

• истечения воздушно-песчаной смеси τ

;

• торможения τ

Продолжительность этапов I и последнего можно

вычислить по формулам (2) и (4), соответственно. Этап

II можно принять аналогичным пескодувно-шланговому

способу при допущении, что длина шланга равна длине

пескодувного сопла с таким же диаметром.

Воздушно-фильтрационный способ заключается в

уплотнении смеси за счет пропускания сжатого воздуха

сквозь смесь и удаляемого через венты или пористую мо-

дельную плиту. Время продувки 0,2…0,5 с, расход воз-

духа равен 3…4 объемам уплотняемой смеси, суммарная

площадь вент ~ 1,5% формуемой площади. С газодина-

мической точки зрения, этот процесс может рассматри-

ваться как этап I пескодувного процесса.

Из приведенного обзора следует, что все методы

уплотнения форм пневмопотоком в той или иной мере

представляют собой разные периоды основного способа,

пескодувного, и могут быть рассчитаны аналитически по

однотипным формулам. Основная цель расчета опре-

деление:

• зависимости максимально необходимого давления

над смесью от максимального (начального) давления в

ресивере;

• максимальной скорости открывания (линейной и

по площади) клапана вдува;

ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО№11/2010

итье в песчаные формы

• необходимой и достаточной площади сечения кла-

пана по отношению к формуемой площади;

• наименьшего расхода сжатого воздуха для цикла

уплотнения.

Скорость нарастания давления над смесью можно

найти на основе рассмотрения энергетического баланса

при опорожнении полости постоянного объема (ресивера)

по формулам из работы [9] и затем определить макси-

мальное давление над смесью, скорость его нарастания и

связь с максимальным давлением в ресивере.

Затем с помощью второго закона Ньютона опреде-

ляют линейную скорость открывания клапана, зная ко-

торую, легко узнать и площадь открывания в любой мо-

мент времени. Минимально необходимый ход клапана

находят из условия равенства эффективной площади

поперечного сечения вдувного отверстия площади

кольцевого зазора между запорным органом клапана и

его седлом. Если диаметр отверстия обозначить через

D, а ход клапана через h, то это условие запишется в

виде πDh = μπD

/4, откуда:

h = μD/4. (5)

В настоящее время площадь сечения клапана дутья

определяется в основном из эмпирических соотноше-

ний. Например, для обычного пескострельного процесса

рекомендуется диаметр вдувного клапана брать равным

0,2…0,5 диаметра гильзы. Однако предложенные нами

уравнения позволяют определить площадь μS

, обеспе-

чивающую наибольшую эффективность процесса (при

прочих равных условиях). После этого найти размеры

клапана не сложно.

Определение наименьшего расхода сжатого воздуха

на цикл формовки требует дальнейшего исследования.

1. Лесниченко В.Л. Клас-

сификация методов уплотнения

песчаных смесей потоком воз-

духа // Литейное производство.

– 1982. – №2. – С. 24–25.

2. Способ изготовления пес-

чаных форм / Мitsubishi juko

giho. – 1983. – V.20. – №4. – Р.

Сведения об авторах

Кузембаев Серик Бапаевич – д-р техн. наук, проф. кафедры «Литейное производство» Карагандинского

государственного технического университета. E-mail: ksb_mlp@mail.ru

Березюк Владимир Григорьевич – канд. техн. наук, доц. кафедры «Литейное производство и обработка

металлов давлением» Сибирского федерального университета – Политехнический институт.

Тел. моб.: 89607707443. E-mail: vberezuk@mail.ru

Синичкин Александр Михайлович – канд. техн. наук, доц. кафедры «Литейное производство и обработ-

ка металлов давлением» Сибирского федерального университета – Политехнический институт. Тел.: 227-22-98,

моб.: 8-923-280-23-89. E-mail: am_Sinichin @ mail.ru

СПИСОК

ЛИТЕРАТУРЫ

428–434 // РЖ «Технология машиностроения». – 1984.

– №4Г. – Реф. №4Г210. – С. 23.

3. Коледа С.В. Развитие гравитационного способа

уплотнения форм и стержней // Литейное производство.

– 1976. – №8. – С. 35–37.

4. Ахтырская Т.Н., Винюков Ю.Г., Попов А.И. Сов-

ременные пескодувно-прессовые формовочные машины:

Обзор. – М.: НИИмаш, 1983. – 80 с.: ил.

5. Аронштейн Н.М., Мардонов Б. Ударные волны

при пескострельном изготовлении форм // Литейное про-

изводство. – 1972. – №4. – С. 28–31.

6. Столяров М.А., Киян Э.Ф. Взрывное уплотнение

формовочной смеси в опоке без модели // Современные

методы изготовления форм и стержней в литейном про-

изводстве: Материалы семинара. – М., 1985. – С. 71–77.

7. Березюк В.Г., Матвеенко И.В., Кузембаев С.Б.

Метод расчета процесса уплотнения литейной формы при

газоимпульсном нагружении // САПР ТП сварки, пайки,

литья и нанесения газотермических покрытий: Материа-

лы семинара. – М., 1985. – С. 144–147.

8. Аксенов П.Н. Оборудование литейных цехов. – М.:

Машиностроение, 1977. – 510 с.

9. Герц Е.В., Крейнин Г.В. Расчет пневмоприводов:

Справочное пособие. – М.: Машиностроение, 1975.

– 272 с.