2.4. Гидравлические и тепловые особенности литейного процесса при подаче сплава снизу вверх

В литейных машинах с подачей сплава снизу вверх форма заполняется при относительно небольшой скорости течения сплава, поэтому можно с некоторым приближением разбить по­ток сплава на два: один толщиной X', взаимодействующий че­рез матрицу с чашей, а другой — X", соприкасающийся с ме­таллическим телом ядра (рис. 2.5). Между ними создается ней­тральная зона (слой) с наибольшей температурой по сечению стереотипа, в то время как температура соседних слоев асим­метрично снижается по мере приближения к ядру и чаше. Впол­не понятно, что этот нейтральный слой будет смещен в сторону

28

29

(2.7)

(2.8)

чаши, так как интенсивность теплообмена с ее стороны значи­тельно меньше.

В процессе заполнения формы сплавом практически можно принять коэффициенты теплообмена со стороны чаши и ядра неизменными; тогда приближенно местоположение нейтрально­го слоя можно опреде­лить на основе следующих соображений.

Чаша Матрица t_{4 н}, *кц

Полагаем, что коли­чество теплоты, которое аккумулируют части сте­реотипа X' и X" (рис. 2.5) в процессе отвода тепло­ты перегрева, пропорцио­нально тепловым потокам на соответствующих по­верхностях формы для этой стадии охлаждения стереотипа.

Рис. 2.5.

Схема взаимодействия с формой

Количество теплоты, передаваемое частями сте­реотипа толщиной X' и X" при охлаждении от температуры заливки до температуры кри­сталлизации, будет равно

(2.6)

Упер — & Ь ('зал *кр/> Vnep ⁼ ^ С (?₃ал *кр/-

Величины удельных тепловых потоков, выходящих из обе­их частей стереотипа, могут быть определены по формулам:

Л2я^^ая('зал— t_R^Fdx\

где G' и G" — массы частей стереотипа толщиной X' и X", кг; с'— удельная теплоемкость сплава в жидком состоянии, Дж/кг °С; а_я и сеч — коэффициенты теплообмена со стороны яд­ра и чаши, Вт/м²;

/_кр — температура кристаллизации, °С;

^я.н и /_ч.н — начальная температура формы (ядра и чаши), °С; F — площадь поверхности отливки, м². Исходя из приближенного равенства соответствующих ко­личеств теплоты, можно написать

*пер

<пер

dQ₄ dQ_a

30

Подставляя (2.6) и (2.7) в (2.8) и производя упрощения, получим

(2.9)

и X"

а_ч а_я

*'-.

*+1

£-4-1

<*я

'я.н

ССц

учитывает влияние начальной

где коэффициент k-

t*

'зал *ч.н

температуры поверхностей ядра и матрицы на положение ней­трального слоя.

Определение положения нейтрального слоя в литейной стереотипной форме во время отвода теплоты перегрева позво­ляет оценить температурное поле струи сплава со сторо­ны матрицы и ядра, допу­стив, что каждая из частей стереотипа во время течения сплава охлаждается незави­симо.

Рис. 2.6. Схема выделения эле­ментарного объема в потоке

Для простоты решения задачи при определении тем­пературного поля струи сплава делаем следующее допущение. Полагаем, что сплав движется с постоян­ной скоростью. Это допуще­ние возможно, поскольку сплав практически движется в канале неизменного сече­ния, толщина твердой корки незначительна по сравнению с размерами канала, а со­противлением течению можно пренебречь. Кроме того, прене­брегаем количеством теплоты, передаваемой вдоль струи и сте­нок формы теплопроводностью. Течение сплава рассматриваем в прямолинейном канале, поскольку при наружном диаметре стереотипа около 310—450 мм и толщине его 5—12 мм длина пу­тей сплава у ядра и чаши практически равновелика. Затем рас­сматриваем течение сплава в симметричном канале с одинако­выми условиями теплообмена с обеих сторон струи для потоков X' и X^м.

Для решения задачи надо составить уравнение теплового баланса для элемента, выделенного в струе. Совместим начало координат (рис. 2.6) с носиком струи и ось Z направим против течения сплава. Применение подвижной системы координат уп-

31

Э кспериментально получены коэффициенты теплообмена во время течения сплава по форме со стороны ядра: а_я=1740 Вт/м²°С и со стороны чаши а_ч = 232 Вт/м²°С.

Температурные факторы влияют не только на качество пе­чатающей поверхности отлитого стереотипа и линейную струк­туру, но и на точность его геометрических форм, так как невер^ но подобранные температурные режимы литья и охлаждения, а

320

310

300

290

280

270

260

250

240

230

Рис. 2.7. Влияние скорости заполнения формы на температуру струи сплава

т акже зональные перепа­ де | 1—| 1 1 1—т¹ 1 1—П ^ды температур в различ­ ных частях отливки могут вызвать существенные из­ менения внутренних на­ пряжений в теле стерео­ типа, а следовательно, и деформации. В частности, перепад температур по образующей на ядре (в центре температура вы­ ше, чем по краям) в пре­ делах 25—30 °С благопри­ ятствует направленной кристаллизации от краев к центру и способствует питанию затвердевающих крайних зон за счет цент­ ральных. При большем перепаде образующие сте­ реотипа изгибаются, соз­ дается так называемая седловидность (вогну­ тость). При температур­ ном перепаде на ядре по образующей, обратно направленной (центр холоднее краев), образуется выпуклость — «бочкообраз- ность», и уже при перепаде в 10—20 °С существенно деформиру­ ются образующие стереотипа.

2.5. Тепловой баланс формы

Повышение быстродействия стереотипных литейных систем и стабильность качественных показателей отливаемых стерео­типов во многом зависят от системы охлаждения. Охлаждение

34

Для направленной кристаллизации и улучшения питания отливки в период кристаллизации температурный перепад по дуге должен быть в пределах 25—30 °С.

проточной водой из водопроводной магистрали (более активное в чаше, для выравнивания фронта кристаллизации) может быть либо в виде душевого полива через отверстия в трубах, проло­женных внутри ядра и чаши, либо сплошным потоком через специальные карманы или внутренние полости формы. При ин­тенсивном охлаждении в отливаемом стереотипе быстро фор­мируется кристаллическая решетка, уменьшается ликвация сплава, однако выход воздуха из отливки затрудняется.

Количество теплоты, которое должно быть отведено от фор­мы для поддержания постоянной температуры, может быть оп­ределено из уравнения теплового баланса.

Количество теплоты Q_cn, потерянное сплавом при охлажде­нии в форме за один рабочий цикл т_ц, должно равняться коли­честву теплоты Qo.c отводимой от формы в окружающую среду,

Чссп = Vo.o

ч:сп Qn.p+Qup + Q (2.18)

Qnep —^сп*£сп (*зал *кр/> (ЛЛУ)

Qk_P =т_сп-г; (2.20)

Уохл⁼⁼ ^сп'^сп (*кр *кон/> №'*Ч

где т_сп — масса заливаемого сплава (стереотипа), кг; с_с'_п — удельная теплоемкость сплава в жидком состоянии, Дж/кг°С; Ссп — удельная теплоемкость затвердевшего сплава, Дж/кг°С; ^зал — температура заливаемого сплава, °С; t_KP— температура кристаллизации сплава, °С; г — удельная теплота кристаллиза­ции сплава, Дж/кг; /_кон — конечная температура при удалении стереотипа из формы, °С; Q_nep — теплота перегрева сплава, Дж; Qk_P —теплота кристаллизации, Дж; Сохл —теплота, выделяе­мая при охлаждении затвердевшего стереотипа, Дж. Qo.c определяется по формуле

Qo.o=Q-ap+QoTK+Q.- (2.22)

Потери тепла Q_Hap через наружную поверхность формы в окружающую среду составляют

^снар ~^аиар \/ф.нар /о.с/ * нар ^тц» (Z..-0)

где оснар — среднее значение коэффициента теплообмена на внеш­ней поверхности формы при охлаждении ее на воздухе, которое можно принять равным 126 Вт/м²°С; /_ф._нар — среднее значение температуры поверхности формы, °С; t_Q._c— температура окру­жающей среды, °С; F_HSLp — площадь наружной поверхности фор­мы» м²; Тц —время одного цикла, с.

35

2*

П отери тепла Qotk через внутреннюю поверхность формы при ее открытии составляют

Уотк ^==авн (/ф.вн ^о.с)^вн^тотк» (*"*4)

где а_вн — коэффициент теплообмена на внутренней поверхности формы, который можно принять равным а_Нар, Вт/м²°С; /ф._вн— температура внутренней поверхности формы, °С; F_BH— площадь внутренней поверхности (разъема) формы, м²; т₀тк — время на­хождения формы в открытом состоянии, с.

Потери тепла Q_B при охлаждении формы водой определя­ются из выражения

QB = *B<t4>—tJF_BT_v (2.25)

где сев — коэффициент теплообмена между металлом формы и водой на поверхности водоохлаждающих каналов, Вт/м²°С; /ф— температура формы, °С; /_в— температура охлаждающей воды, °С; F_B— общая поверхность всех каналов охлаждения, м². Коэффициент теплообмена в каналах водяного охлаждения определяется по формуле

«.= л4т-. Вт/м²°С, (2.26)

"в'

где v_B— скорость течения воды в каналах, м/с; d_B — диаметр (приведенный) каналов водяного охлаждения, м; А — коэффи­циент пропорциональности, определяемый в зависимости от температуры воды.

/, °С 0 20 40 60 80 100 А 1430 1880 2300 2690 3070 3240

После ряда преобразований среднюю установившуюся тем­пературу формы при условиях равенства температур воды и окружающего воздуха и /ф._Нар = /ф.вн = /ф можно определить из следующего выражения:

/ _ / i ^тсд[Ссп(*аал — *кр) + г + Ссп (*кр-^кон))] ^анар 1\Л нар -г "в/ ^тц~Г^готк ^totkJ

Большое практическое значение имеет'расчет каналов (по­верхности) охлаждения формы при условии, что температура воды не равна температуре окружающей среды.

В общем случае уравнение теплового баланса формы име­ет вид

^mcn К^сп (/_Зал — /_Кр) П ^г +£сп (^кр — /кон)1 = ^анар Шф /о.с) * ^Х (^нар Чц + ^вн ^тотк)1 + ^ав (/ф — /в) ^в *ц>

36

где /ф — означает среднюю установившуюся температуру фор­мы.

Из уравнения теплового баланса можно определить сум­марную площадь поверхности охлаждения F_B:

^шсп[^сп (/зал—1кр)+^г+с_сп (^кр^-^кон)]—анар (/ф—*о.с) (^нар ^тц+^вг ^отк)

<*в('ф-—/_в)^тц

(2.28)

Для обеспечения более благоприятных условий кристалли­зации сплава и повышения точности отливаемых стереотипов ре­комендуется температуру охлаждающей воды принимать рав­ной 20—40 °С.