автореферат диссертации по металлургии, 05.16.04, диссертация на тему:Динамические и импульсные процессы и машины для уплотнения литейных форм

Карагандинский государственный технический университет

На правах рукописи Для служебного пользования

Исагулов Аристотель Зейнуллинович

Динамические и импульсные процессы и машины для уплотнения литейных форм

Специальность 05.16.04 -Литейное производство

Диссертация

в виде научного доклада на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва 1999

ОФИЦИАЛЬНЫЕ ОППОНЕНТЫ:

- доктор технических наук Ромашкин В.Н.;

- доктор технических наук, профессор Жуковский С.С.;

- доктор тгхнических наук, профессор Трухов А.П.

Ведущее предприятие - НИИПТУглемаш, г, Москва.

у

Защита диссертации состоится у^^^асов на

заседании диссертационного совета Д'ШЛЗ .01 в Государственном научном центре РФ ЦНИИТМАШ по адресу: 109088, г. Москва, ул. Шарикоподшипниковская, д.4, тел: 275 - 81 - 22.

С диссертацией в виде научного доклада можно ознакомиться в научно-технической библиотеке ГНЦ РФ ЦНИИТМАШ.

Диссертация в виде научного доклада разослана «

Ученый секретарь диссертационного совета доктор технических наук, профессор

И.В. Валисовский

Общая характеристика работы

Актуальность проблемы и цель работы

Основным процессом изготовления отливок является литье в песчаные формы. Прогнозы определяют его доминирующее положение на ближайшие десятилетия.

Несмотря на быстрое развитие в литейном производстве специальных способов литья, преобладающее количество отливок (75 - 80 %) получают в разовых песчаных формах. На долю формовочных и стержневых работ приходится более половины всех трудозатрат при изготовлении отливок, особенно в массовом производстве. Однако, отливки, получаемые литьем в песчаные формы, в большинстве своем имеют относительно низкую весовую и размерную точность, большую шероховатость поверхности. Кроме того, способы изготовления отливок в разовые формы в настоящее время не отвечают по производительности и санитарно-гигиеническим требованиям современного производства.

Вместе с тем, способы литья в сырые формы, в условиях машинной формовки, далеко не исчерпаны. В условиях массового производства этим способом можно получить отливки с точностью по 10-му квалитету действующих стандартов. При машинной формовке современными способами возможно получение поверхностей с шероховатостью ЛгбО, т. е. почти не уступающих шероховатости отливок, получаемых в оболочковых и металлических формах.

Целью данной работы является повышение качества форм, производительности формовочных машин, улучшение условий труда и окружающей среды при изготовлении песчаных форм уплотнением.

В отечественной и зарубежной практике литейного производства в последние годы наиболее широкое развитие получили автоматические литейные линии для получения отливок в разовые формы на базе новых процессов (импульсных, уплотнение потоком воздуха через формовочную смесь, динамических, комбинированных и др.). В то же время эти новые способы не получили в настоящее время у нас своего развития по ряду причин, и в частности (кроме причин экономического характера):

- недостаточно изучены закономерности процессов уплотнения;

- отсутствуют достаточно достоверные методы расчета плотности по объему формы в результате уплотнения;

- отсутствуют научно обоснованные инженерные методики выбора конструктивно-технологических параметров машин динамического и импульсного действия (воздушно-импульсный, газоимпульсный, высокоскоростное прессование, прессово-ударный метод);

- отсутствуют закономерности управления технологическим процессом уплотнения песчаной формы, обеспечивающего органическое единство и взаимосвязь режима машины, свойств смеси, габаритов оснастки.

Поэтому, решение технической задачи по совершенствованию существующих и созданию новых формовочных машин динамического и импульсного действия для уплотнения качественных песчаных форм требует решения научной проблемы, которая заключается:

- в разработке теоретических основ и методов расчета процессов уплотнения песчано-глинистых литейных форм;

- в разработке теоретических основ рабочих процессов и инженерных методов расчета формовочных машин динамического и импульсного действия;

- в исследовании закономерностей и системы управления технологическим процессом формообразования уплотнением на основе установления закономерностей совместного влияния на процесс уплотнения физико-механических и реологических свойств формовочной смеси, габаритов модельно-опочной оснастки, сил внешнего трения и режимов работы формовочной машины.

Задачи исследования Решение проблемы сводится к решению следующих основных задач:

- разработка приборов, методик экспериментального исследования реологических свойств формовочных смесей с целью выявления закономерностей влияния величины нагрузки и скорости её приложения на деформационные свойства формовочной смеси;

- разработка стендов, методик и экспериментальные исследования динамических способов уплотнения (высокоскоростное (ударное) прессование и прессо-во-ударный метод) и импульсных (воздушного и газового) методов, с целью установления влияния конструктивно-технологических параметров и свойств смеси на рабочий процесс и процесс формообразования;

- разработка методов теоретического анализа процессов динамического и импульсного уплотнения формовочной смеси в замкнутом объеме при наличии модельной оснастки;

- разработка инженерных методов расчета основных конструктивно-технологических параметров формовочных машин динамического, импульсного и комбинированных методов уплотнения;

- разработка теоретических основ и подходов к построению автоматизированной системы управления процессом формообразования уплотнением;

- разработка приборов, методик и исследование упругих свойств форм при уплотнении динамическим и импульсным способами.

В диссертации представлены задачи, решающиеся на основе:

/

научного обобщения результатов достижений теории и практики уплотнения литейных форм и дальнейшего их развития;

теоретического и экспериментального исследования динамических, импульсных и комбинированных методов уплотнения (высокоскоростного прессования, прессово-ударного метода, воздушно-импульсного, газоимпульсного методов, способов уплотнения воздушным потоком);

современных достижений фундаментальных и прикладных наук и в первую очередь физико-математических, механики сплошной среды и реологии вязких жидкостей и сыпучих сред и др.

Методы исследования В работе применялись как стандартные, так и оригинальные приборы и мето-ики, лично разработанные автором, либо с его участием. Основными методами решения задач были:

Теоретический анализ основных закономерностей деформирования формовочной смеси при высоких скоростях и переменной нагрузке на базе реологии; Теоретический анализ рабочего процесса формовочных машин и напряженно-деформированного состояния формы с целью выбора оптимальных конструктивно-технологических параметров машин и параметров процесса уплотнения. Экспериментально определялись: Реологические характеристики формовочной смеси;

Влияние различных технологических факторов, в том числе внешнего трения и давления внутрипорового воздуха на процесс уплотнения и режим работы машин.

В отдельных случаях эксперименты проводились на опытно-промышленных юрмовочных машинах и в производственных условиях. Экспериментальные ис-ледования выполнялись с применением современной регистрирующей, измери-ельной аппаратуры и персональных компьютеров.

Научная новизна

. Предложены и разработаны приборы, методики реологических испытаний формовочной смеси в условиях сложного напряженного состояния и высоких скоростей приложения внешней нагрузки; количественно определены значения модулей продольного и поперечного деформирования, модуля пластичности, коэффициентов вязкости, внешнего и внутреннего трения и др.; Экспериментальные исследования реологических свойств формовочной смеси показали, что основные закономерности деформирования (уплотнения) смеси определяются величиной среднего нормального напряжения и интенсивностью скоростей деформаций: с увеличением интенсивности скоростей деформаций при постоянном значении шарового тензора, интенсивность касательных напряжений и динамическая вязкость снижаются, а при постоянной ско-

роста и повышении среднего нормального напряжения значения этих характе ристик увеличиваются. С увеличением внутрипорового давления и отсутстви: фильтрации воздуха плотность и прочность формы снижаются, возможно об разование трещин. При наличии фильтрации воздуха в атмосферу через венть в оснастке снижается внешнее трение и повышается плотность смеси в около модельной зоне;

3. Предложены, исследованы и разработаны методы высокоскоростного (ударно го) прессования и комбинированный прессово-ударный метод уплотнени: песчано-глинистых форм. При динамическом (ударном) нагружении в уплот няемой форме имеет место волновой колебательный процесс и высокие силе инерции, что приводит при одновременном повышении скорости движени слоев к ослаблению связей между частицами, снижению внутреннего трения ] повышению бокового давления, что в конечном итоге повышает равномер ность уплотнения;

4. При прессово-ударном уплотнении получается равномерно уплотненная пс луформа (пакет) с упрочненным поверхностным слоем. Толщина слоя на вер тикальных и горизонтальных стенках достигает 3+8 мм в зависимости от скс роста нагружения, а его плотность близка к предельной. Слой «наклепа» сме си обусловлен соударением предварительно уплотненной полуформы с пс верхностью высокой жесткости;

5. Исследован рабочий процесс воздушно-импульсного и газоимпульсного спс собов уплотнения. При импульсном уплотнении имеет место одновременно действие интенсивных сил инерции и упругой звуковой волны, в результат происходит ослабление, вплоть до полного разрыва, вязких связей между пес чинками и превращение смеси в псевдоожиженное состояние. В результат! это приводит к достижению технологически необходимой плотности и её pai номерному распределению по высоте формы. Предложены способы интенс; фикации рабочего процесса газоимпульсных формовочных машин. На урови патентов предложен ряд конструкций воздушно-импульсных клапанов;

6. Разработан метод теоретического анализа напряженно-деформированного с< стояния песчаных форм на основе МКЭ для динамических и импульсных npt цессов с использованием полученных экспериментально реологических ypai нений состояния;

7. Проведены экспериментальные исследования процесса уплотнения форм п< током сжатого воздуха через смесь (Seiatsu-процесс). Подтверждены полож! ния, изложенные в п.2. Установлена закономерность изменения давления во духа в смеси при его фильтрации. Показано, что площадь вент по отношени: к площади опок должна находиться в пределах 3+3,5%;

!. Для всех рассмотренных методов уплотнения разработана инженерная методика расчета и выбора конструктивно-технологических параметров машин; >. Разработан и экспериментально проверен аналитический метод создания автоматизированной системы управления (АСУ) процессом формообразования уплотнением;

10.Разработаны на уровне патентов приборы, методики и выполнены экспериментальные исследования упругих свойств формовочной смеси при уплотнении динамическими и импульсными нагрузками.

Теоретическая ценность работы заключается:

> В дальнейшей разработке основ теории уплотнения формовочной смеси при динамических и импульсных нагрузках на базе реологии упруго-вязко-пластических сжимаемых сред;

» В разработке методик экспериментальных исследований реологических свойств смеси;

» В разработке методов решения задач уплотнения с применением МКЭ на ПЭВМ;

» В разработке теории рабочего процесса машин динамического и импульсного уплотнения;

► В развитии представлений о механизме уплотнения смеси при динамических и импульсных методах уплотнения.

Практическая значимость работы Результаты исследования явились:

» Научной базой для создания приборов экспериментальных исследований, как в области реологии, так и при исследовании рабочего процесса машин и процессов уплотнения;

» Основой для разработки алгоритмов и программ при выборе конструктивно-

технологических параметров динамических и импульсных машин; » Научной основой при разработке новых и совершенствовании существующих динамических, импульсных и комбинированных методов уплотнения.

Апробация работы Основные положения работы доложены и обсуждены на Всесоюзном научно-гехническом совещании литейщиков Средней Азии и Казахстана (г. Ташкент, 1981), XXXI Всесоюзной научно-технической конференции литейщиков [г. Барнаул, 1981), II Всесоюзном научно-техническом съезде литейщиков [г. Москва, 1983), зональной научно-технической конференции «Совершенствование технологических процессов и повышение качества отливок из чугуна и цветных сплавов» (г. Андропов, 1984), IX Всесоюзной научно-технической конференции (г. Киев, 1984), II республиканской научно-технической конференции питейщиков (г. Чебоксары, 1986), зональной научно-технической конференции

литейщиков Урала и Сибири (г. Челябинск, 1989), VIII Всесоюзной научной коь ференции «Новые высокопроизводительные техпроцессы, высококачественны сплавы и оборудование в литейном производстве» (г. Киев, 1990), Всесоюзно: научно-техническом совещании «Теоретические и технологические аспекты со: дания и применения силовых импульсных систем» (г. Караганда, 1990), II Всесс юзной научно-технической конференции с участием иностранных специалисте «Совершенствование металлургической технологии в машиностроении» (г. Boj гоград, 1991), Международной конференции литейщиков «Литейное производи; во и экология» (г. Минск, 1993), Международной научно-технической конфере! ции машиностроителей (г. Рубцовск, 1994), Международном симпозиуме лиге! щиков (г. Санкт-Петербург, 1994), Российской научно-технической конференци «Теория и технология производства чугуна и стали» (г. Липецк, 1995), Междуш родной конференции «Проблемы комплексного развития регионов Казахстана (г. Алматы, 1996), 2-ом Международном симпозиуме литейщиков (г. Санк* Петербург, 1996), Международной научно-практической конференции (г. Алм; ты, 1997), Международной научной конференции «Научно-технический прогрес - основы развития рыночной экономики» (г. Караганда, 1997), Международно научной конференции «Наука и образование - ведущий фактор стратегии «Ki захстан - 2030»» (г. Караганда, 1998), научно-технических конференциях пр< фессорско-преподавательского состава Карагандинского государственного те; нического университета в 1990-1997 г.г., научных семинарах МАСИ и Аахенск< го технического университета ФРГ (литейный институт, доктор-инженер, прос Д. Бёниш) в 1987-1988 г.г., на технических советах МосавтоЗИЛ, АО «Teruionpi бор», АООТ «Арка» (г. Караганда), АО «Павлодартрактор», Ермаковского заво; ферросплавов, АО «Каргормаш».

Публикации

По результатам выполненных исследований опубликован 261 научный труд, i них 56 патентов, 4 монографии и 15 книг и учебных пособий. По диссертаци опубликовано 120 печатных работ, включая 50 патентов Российской Федерации Республики Казахстан, 4 монографии.

Личный вклад автора

Работа является результатом многолетних исследований автора, проведенных Московском Заводе-ВТУЗе при ЗИЛе, в Карагандинском государственном техш ческом университете и в техническом университете Федеративной Республик Германия (г. Аахен). В работе обобщены результаты теоретических, экспериме] тальных, расчетных и опытно-конструкторских работ, выполненных автором с мостоятельно, а также совместно с сотрудниками АО «Теплоприбор», АОО «Арка» (г. Караганда), КарГТУ в качестве научного руководителя.

Постановка проблемы, формулирование задач и поиск путей их решения, экспериментальные исследования, промышленные испытания, научные и практические рекомендации, их обобщение, разработка основных методик проведения НИР, широкое внедрение в производство, а также итоговые выводы осуществлены автором лично.

Реализация работы в промышленности

Материалы данной работы использованы при проектировании и изготовлении:

• Автоматической формовочной газоимпульсной машины Ф—109 в АО «Теп-лоприбор» для производства отопительных радиаторов МС—90У;

• Формовочных машин ВСП в АО «ГАЗ», в AMO «ЗИЛ»;

• Формовочной пневмоимпульсной машины для изготовления форм малогабаритных котлов в АО «Теплоприбор» (г. Караганда);

• Промышленной прессово-ударной машины с размерами опок Ф400х250 мм, на базе формовочной машины модели 91271Б.

Разработана и спроектирована промышленная полуавтоматическая формовочная машина «ВСП—КОМБИ» челночного типа, с размерами опок 800x1200x350 мм для отливки «изложница» разливочных машин Ермаковского завода ферросплавов.

Выдано техническое задание на проектирование и изготовление формовочных машин прессово-ударного уплотнения, на базе формовочной машины модели 703 с размерами опок 600x800x200 мм АО «Павлодартрактор».

Потребность в импульсной технике и технологии по АО «Карагандинский завод горно-шахтного оборудования» составляет 5 машин, по Темиртаускому ли-гейно-механическому заводу - 6 единиц, по АО «Теплоприбор» - 12 машин, по АО «Павлодартрактор» - 6 машин, по АО «Карагандагормаш» (НовоКарагандинский машзавод и машзавод № 1) составляет 8 машин, по концерну «Экибастузшахтострой» (ремонтно-механический завод) - 4 машины, по АО «Испат-Кармет» - 8 машин и по Карагандинскому рудоремонтному заводу - 6 машин.

Суммарный экономический эффект от внедрения импульсной техники по АО «Теплоприбор», АО «ГАЗ», AMO «ЗИЛ», Томскому электромеханическому заводу, Макинскому заводу поршневых колец (Казахстан) составил свыше 1 млн. рублей (цены 1991 г.).

Действующие модели формовочных импульсных машин экспонировались на международных выставках и ярмарках (Индия, 1988 г.; Алжир, 1989 г.; Германия, 1990 г.; г. Алматы, 1994 г., 1995 г., 1996г.) и поощрены оргкомитетами.

По результатам демонстрирования действующих моделей формовочных машин на ВДНХ (г. Москва) и ВДНХ РК были удостоены в 1987 г. золотой и сереб-

ряной медалями, в 1988 г. - золотой и двумя бронзовыми медалями, в 1991 г. серебряной медалью и дипломами I степени.

1. Состояние проблемы Проблема повышения качества песчано-глинистых форм, полученных упло! нением, всегда находится в поле зрения литейщиков.

В данной работе сделана попытка решить эту проблему в двух направлениях:

1. Совершенствование существующих и разработка новых способов и машин дл формообразования уплотнением;

2. Предложена и разработана в определенных границах реологическая концег ция и принципы координированного управления процессом формообразовг ния.

Совершенствованием существующих и созданием новых способов и маши для изготовления форм и их исследованием занимались многие исследователе литейщики. Это прежде всего научные школы Аксенова П.Н., Баландина Г.Ф Орлова Г.М., Корнюшкина O.A., Матвеенко И.В. и их учеников. Значительны вклад в развитие импульсных процессов и машин внесли многие научные центр] России, Казахстана, Белоруссии, Украины, а также видные ученые Германии Бе ниш Д., Йорн А., Фишер Г., Мушна К., а в развитие высокоскоростных (ударны? процессов Егоров В.В., Евстифеев Ю.А., Юсуфович А.Б., Кузембаев С.Б., АЕ драхманов Е.С., Шалимова М.А. Этот список исследователей далеко не исчерпа! Несмотря на существенный вклад этих ученых в развитие процессов и машин вс же проблема создания качественной формы уплотнением далеко не решена.

Проблема создания системы координированного управления процессом упло! нения или как это называлось ранее - АСУ ТП формообразования по существ поставлена только в работах профессора Матвеенко И.В. и его учеников. На се мом деле, в силу непрерывного изменения свойств смеси и частой смены модел! ной оснастки и, как правило, работы формовочного автомата в неустановившемс режиме уплотнения, чрезвычайно сложно иметь стабильный результат качса венного уплотнения формы. Решение этого вопроса невозможно, если к смеси, оснастке и к машине не подходить с позиции их независимости друг от друга пр работе. Решение этой проблемы может привести к успеху только в том случа< если в основу научной базы исследования системы - машина - смесь - оснастка будут положены основы реологии упруго-вязко-пластических материалов и закс номерности управления колебательных систем.

2. Реологические и математические модели формовочной смеси (уравнения состояния)

2.1 Основные представления и предпосылки теоретических и экспериментальны

исследований

В данной работе теоретические и экспериментальные исследования базирую! ся на законах и понятиях реологии и механики сплошной среды, а точнее и представлениях тензорного исчисления.

Как известно, реология - раздел физики, изучающий законы деформирования материалов под воздействием внешней нагрузки. В реологии в качестве фундаментальных свойств тел рассматриваются: упругость, вязкость, пластичность. Формовочная смесь - типичное реологическое тело, обладающее упругостью, вязкостью, пластичностью при уплотнении. Все эти свойства смеси при воздействии уплотняющей нагрузки существенно изменяются.

Для решения практических задач уплотнения смеси необходимо иметь ее математическую модель или уравнение состояния, основанную на физических (размерных) величинах, характеризующих смесь как упруго-вязко-пластически сжимаемое тело. Для решения вопросов уплотнения оперировать технологическими свойствами и критериями смеси (текучесть, уплотняемость, формуемость и т.д.), не имеющими физического смысла (отсутствие размерности), не является, с научной точки зрения, приемлемым подходом. Так, классическая система уравнений равновесия (движения) механики сплошной среды содержит уравнение состояния, имеющее аналитическую связь между напряжениями и деформациями. Таким образом, одной из важных задач работы является анализ известных математических моделей формовочной смеси для использования их при расчетах уплотнения динамическими и импульсными методами. Формовочная смесь, как и любое реологическое тело, характеризуется двумя реологическими уравнениями: одно описывает объемные деформации или скорости объемных деформаций, а другое - деформацию сдвига или скорость сдвига. Математические зависимости, характеризующие интенсивность нормальных напряжений С| и интенсивность касательных напряжений т, имеют вид:

а,- =~^(сг1-а2)2 + (<т2 -<т3)2 + (<т3 -<т,)2 ; (2.1)

гг = " )2 + (^2 " ^з )2 + (^з " )2 > (2-2)

а интенсивность линейных и угловых у, деформаций:

= у^+ ! (2-3)

В работе для исследования поведения формовочной смеси при уплотнении под воздействием нагрузки и его зависимости от скорости ее приложения при сжатии и сдвиге использовались понятия «интенсивность напряжений» «интенсивность деформаций» или «интенсивность скоростей деформаций».

2.2 Реологическое уравнение состояния смеси для статических методов

Обычно с целью упрощения модель формовочной смеси представляют в виде двух моделей: модели объемного сжатия и модели чистого сдвига. Реологическая модель формовочной смеси Матвеенко-Бельчука при объемном сжатии выглядит

ФС0 = [г01н*0-н01нв0)п0-н0, (2.5)

а ее механический аналог представлен на рис.2.1а, где: ФСп - формовочш смесь; Го - стопор, показывающий, что данное реологическое тело может да формироваться только в одном направлении; Н * - упругое тело Гука, зависяще

от сопротивления внутреннему трению; N0 - вязкое тело Ньютона; Н I - упр; гое тело Гука, зависящее от сопротивления внутрипорового воздуха и вязкое! связующего; По - тело Прагера; Но - упругое тело Гука, характеризуемое мгн< венной (внутрипоровой) упругой деформацией.

Реологическую модель формовочной смеси на сдвиг можно представить в в) де:

ФС^Я^-^/^) , (2.6)

представляющем собой известное тело Бингама (рис.2.16); - пластически элемент Сен-Венана, представляющий собой Кулоново трение зерновой основ формовочной смеси.

Математическая модель формовочной смеси Матвеенко-Бельчука для объеи ного сжатия близка к модели Кельвина и после соответствующих преобразовани реологической модели (2.5) имеет вид:

<1е„. К

и«

Л

• £ . --

ко зк

йа . ]

Г Кнп + Кн1 ^

л"

Л Зт}

ЛГ

И„

(2.7)

(2.7;

Обычно это дифференциальное уравнение представляют в другом виде:

. _ „ йа ^ А — + = С — + £)сг Л Л

где: А, В, С, Г) - коэффициенты, составленные из комбинации реологически

коэффициентов вязкости и упругости Щъ К ♦ ,К в .

Н г

Я

- модуль упругости (продольной деформации) неуплотненной смес:

" о

зависящий от внутреннего Кулонова трения; К Б - модуль упругое!

Но

(продольной деформации) неуплотненной смеси, зависящий от давлеш внутрипорового воздуха и от прочности оболочек связующего. Выражение для коэффициентов имеет вид:

А = 1>в=КИ0»1 с=У3**;'в=зкн: ■ кн»/Ч ■ (2-8:

Решение уравнения (2.7) относительно деформации имеет вид:

\

е =

3 К

нп

ЗКН°

1-е "»<>

Решение уравнения (2.9) относительно напряжения имеет вид:

10

(2.9;

а = Зе

кн: + кн?

(2.10)

ч Л

Дифференциальное уравнение для сдвига, полученное из реологической модели (рис. 2.16), имеет вид:

Ус1

1

Т< - гА

(2.11)

20, 2П,

где: у^, Т, - скорость изменения соответственно деформации и напряжения сдвига; О, - модуль сдвига; Т, - текущее значение напряжения сдвига; - предел пластичности Сен-Венана; Т], - коэффициент сдвиговой вязкости. Решения уравнения (2.11) для напряжения и деформации сдвига будут иметь вид:

та = т,+т-е

Г<1 =

(2.12) (2.13)

20, 2в, 2Г),

2.3 Реологическое уравнение состояния для импульсных методов уплотнения

При очень больших скоростях деформации формовочной смеси, например, при импульсной формовке, происходит разрыв когезионных связей между частицами смеси, образующих объемную вязкость. При таких скоростях вязкие оболочки

связующего ведут себя практически как твердые тела. Сопротивление уплотне-

*

нию оказывает лишь тело Н 0 , характеризующее Кулоново трение в смеси при объемном уплотнении. После окончания процесса активного уплотнения связи частиц смеси вновь восстанавливаются. Исходя из таких рассуждений, в структурной реологической модели (рис. 2.1а) вязкое тело Ньютона Ы, упругое тело

В т т

Гука Н 0 и Н0, а также тело Прагера могут не учитываться и структурно-реологическая модель примет вид, изображенный на рис.2.1 в.

Дифференциальное уравнение движения для данной реологической модели может быть записано в виде:

М. - = -Зке , Л2

где: Мо - масса смеси; к - жесткость смеси. Ки:Б

к - —-—, где: 5, Н—площадь и высота уплотняемого столба смеси. МН

Решение этого уравнения имеет вид:

(2.14)

Е =

1 Мп

•sin

Зк

-t.

tu\Sk м0

где: tu - время действия нагрузки (продолжительность импульса).

¿É

МГ

ЛИ

и г i

а.

и. Ш 1

Si

гряг н:1

s

Рис.2.1. Реологические модели формовочных смесей

(2.15)

fea

Т

S

2.4 Реологические и математические модели формовочной смеси для динамиче ского (высокоскоростного) и комбинированного ударно-прессового методов

уплотнения

Характерной особенностью уплотнения динамическим (скоростным) прессов нием является то, что формовочная смесь неподвижна, а подвижен только ударнь рабочий орган. Это обстоятельство накладывает ряд существенных отличий оп; сания процессов уплотнения и на реологическую модель в частности.

В данном процессе (ВСП-процесс) при уплотнении перемещаются лишь о дельные порции (слои) смеси относительно неподвижной модельной оснастк поэтому массой смеси можно пренебречь, поскольку это не сказывается в целс на характере процесса уплотнения. Тогда можно положить в основу известну реологическую модель (рис.2.1а) и уравнение состояния для статических метод« уплотнения (2.7); правая часть уравнения (2.7) есть не что иное,как закон нагр жения. В случае ударного нагружения закон нагружения можно принять син соидальным, т.е.:

&(t) = ô sm{û) -t + y/) = c7 • ei{ú,'t+v/), (2.16

где: & - амплитудное значение напряжения; СО - круговая частота; ц/ - фазовь угол.

Принимая во внимание (2.16), уравнение (2.7) будет иметь вид:

de.

К

dt

■ + ■

н „

■eK.=a{t)

(2.17

Общее решение уравнения (2.16) можно записать в виде суммы «свободно] ¿ев и «вынужденной» £ц составляющих деформации упруго-вязкого тела (фо мовочной смеси) при действии на него ударной колодки по закону синусоиды:

П

Q

■£св+ев =Ае д'+ев, (2.18)

1 л

где: в = К и в / т] ^ ; —- = м° - время запаздывания деформации.

/ ' 9 Кн0а

Вынужденная составляющая деформации определяется видом функции а(0. Общая деформация Б складывается из суммы частных деформаций (рис.2.1а)

Н0 /Г0 аЫ0 /Нд , причем gно _ ^(0 точно повторяет закон нагруже-

Го 3 К^

ния только для первой половины положительной волны синусоидального нагру-жения. В течение второй ее половины и всей последующей волны отрицательного нагружения деформации Н0 /Г0 не происходит.

Если выбрать начало отсчета времени так, чтобы в выражении (2.16) угол у/=0, тогда для первой половины волны нагружения текущее значение вынужденной составляющей деформации:

(2.19)

Но

а так как вектор деформации е{нЦГ'0) совпадает по фазе с вектором вынужденного колебания, можно записать:

■ >\ л. -Ш

(2.20)

V: Л. „'О* а-е

г ~ 3 К ♦

^ 0 ; в н0

Рассмотрим ветвь N0 /Н Ц реологической модели для статических методов (рис.2.1а).

При действии синусоидального нагружения процесс деформирования происходит в течение всей первой половины периода. Считаем, что деформация на элементе отстает по фазе от механического нагружения в силу сопротивления внешнему воздействию (нагружению), выражающегося в виде:

1

3 Кнв Щ^ео

После несложного преобразования с комплексными числами получим выражение для полного сопротивления внешнему воздействию (нагружению): 3К в

2 -

К2 В

^^соЦ + К2^) (2.22)

и для фазового угла, соответственно:

у/ = arctg

VnP К

(2.23

HLn

В интервале времени от 0 до тс/2 вектор £в равен сумме векторо

з{р!/г01*г(я0/н„)в.™

sJf = s{p;/rol + S{NjH0)e =

= а- е

Ito-t

1 ^нг^У

(О

+ -

/

Я-/2 _

О ~ ■

1 ЗКн; -ща ^ i3KH, • T]No (О

¥

ЗКн! зкн;+г,2ку K2hs+V2NoO>< ф , 9КнУК«Г71 ^

V = arctg —г--г-2—.—2---г-

(2.24

(2.25

(2.26

Таким образом, выражение (2.24), полученное из реологической модели, явл; ется математической моделью смеси при воздействии удара прессовой колодк по свободной поверхности смеси, находящейся в опоке. Выражение (2.25) харав теризует сопротивление смеси внешнему нагружению, а (2.26) - фазовый уго запаздывания максимальной деформации от максимального напряжения.

2.5 Приближенное реологическое уравнение состояния

Если допустить, что связь между тензорами девиатора напряжений и девиатор скоростей деформации линейная, то реологическое уравнение состояния форме вочной смеси можно выразить в виде уравнений Генки:

£х = хЬ,- <?сР)+ х*0ср; уХу = 2х**у

£у = х(а у- <?ср)+ Х*°ср ;У У.г = 2Х?у:, £= асР)+ х'°сР;у-.х = 2х*-.х

(2.21)

где: %- величина, обратная модулю пластичности смеси; X* - величина, обратна модулю жесткости смеси.

%=г/2Т-,х=г1аср-, оср = + ,ЕсрЛ +£2+£з), (2.28

где: Г — интенсивность деформации сдвига; Г - интенсивность касательных нг пряжений.

Функции % и X* " характеризуют реологические свойства формовочной смеси и определяются по формулам (2.1-2.4) с использованием экспериментальных

функций о}(0, £i{t), Tt (t), Yi(О-

Уравнение состояния (2.27) более удобно представить в следующем виде:

[ary - v(scp)(ax + ст.)]

' E(sv) = 1

^ " Е{£ср)

6. = Г*, = г г- =

Е(еср) 2[l + v(£cp )]

2[l + v(gfp)]

Е(еср)

2^ + v(scp)}

[er. -v(£cp)(ax+cry)]

Е(еср)

(2.29)

При решении задач уплотнения с применением приближенного уравнения состояния (2.29) приходится иметь дело с переменным модулем сдвига и переменным модулем объемного деформирования К(£ср). Как известно, модули О(у) и К(еср) связаны между собой зависимостью:

К{8 ) = 2 (?(/,) / = Р (2.30)

Р 1-2 У{£ср) 1-М^ср)

где: Е(Бср} - переменный продольный модуль деформирования; £ср) - переменный модуль поперечной деформации (коэффициент Пуассона):

Уравнение (2.29) с учетом (2.30) можно преобразовать к виду, удобному для решения задач плосконапряженного состояния:

ср>

7ху ~

E{s^~V{£cp)CTx~V{Scp)CJyl[

= 1 [l - v(ecp)<?у ~ К^К]

&\£ср)

2(\ + v(scp))

■ху

(2.31)

Е(еср)

Таким образом, неизвестные функции Е(Scp) и \'(Еср) необходимо определять экспериментально, что и будет показано ниже.

15

3. Экспериментальные исследования реологических свойств формовочных смесей

Существует довольно большое разнообразие реологических приборов. Наиболее известные: прибор на трехосное сжатие (рис. 3.1а) и на «вращение» (рис. 3.16), предложенные автором.

Основная часть прибора (рис.3.1 а) - испытательная камера 1, состоящая из двух неподвижных 2 и двух подвижных стенок 3. Сверху камера ограничивается прижимным диском 7 со стержнем 8, на котором смонтирован тензодатчик, 4 -фторопластовые пластины. Другим своим концом стержень упирается в колпак 6. Подвижные стенки камеры перемещаются двумя одинаковыми пневмоцилиндра-ми 5. Величина перемещения стенок измеряется индуктивными датчиками 9, сигналы от которых усиливаются и передаются на осциллограф. В результате испытания получают Е|, 82, и ез=0, а также Оь с>2, о3, т.е. компоненты тензоров напряжений и деформаций. Для перехода к самим тензорам воспользуемся известными зависимостями.

Зная изменение ст, (I), (1), х, (0 и у, Ц) можно построить зависимости: т ¡=/Сстср), е г/(аср)> т ¡=/(£ ¡) и Х=/(г ¡).

Ставилась задача изучения кинетики изменения напряжений и деформаций сдвига в условиях объемного сжатия.

На приборе «вращения» при скоростях сердечника (п=11...88 мин'1) и при среднем нормальном напряжении до стср= 0...2 кгс/см2 испытанию подвергалась высокопрочная смесь. Реологические кривые течения при различных скоростях скольжения и нагрузки представлены на рис.3.2. Можно заметить, что с увеличением скорости вращения сердечника (или скорости сдвига) напряжение сдвига уменьшается. Так, например, для кривой аср =2 кгс/см2 при г = 8 с оно снизилось с г = 0,46 кгс/см2 при п = 11 мин'1 до т = 0,3 кгс/см2 при п = 88 мин"1. Этот факт говорит о том, что при деформировании (уплотнении) смеси, независимо от величины объемной нагрузки, напряжение сдвига снижается с увеличением скоростей деформаций. Этот важный вывод послужил основой для создания новых процессов уплотнения высококачественного прессования, а позже и импульсных методов.

Экспериментальные исследования закономерностей деформирования смеси при объемном сжатии представляют не только чисто теоретический интерес -определение необходимых коэффициентов для математического моделирования процесса уплотнения, но и дать ответ на чисто практический вопрос, а именно: повышается ли равномерность уплотнения по высоте опоки с увеличением скорости объемного нагружения.

Анализ зависимостей, представленных на рис.3.3, показывает, что в течение 0,2 с имеет место переходный процесс нарастания оср и напряжение «скелета» сту. Величина внутрипорового давления достигает значения рг =1,0 кгс/см2, а в других случаях до 1,55 кгс/см2 в зависимости от начальной плотности смеси. Из рис 3.3 видно, что имеет место равенство рг + о» = аср. Кривая деформации объемного сжатия еу имеет довольно продолжительное время роста (Ь-0,Зс) до своего мак-

«шального значения еу = 0.36, в то время как ау и стср стабилизировались при 1-0,2 с, т.е. имеет место время запаздывания деформации от напряжения. Из графика видно, что скорость объемной деформации ёу резко падает от бесконечно большой величины в начале процесса до нуля через г~0,3 с. И объемная деформация ег и ее скорость ¿¡, имеют перегибы, что говорит о волновом затухающем характере процесса деформирования.

Для установления закономерностей, характеризующих влияние внешнего трения на процесс уплотнения форм динамическими и импульсными методами с учетом двухфазности смеси проведены исследования на приборе всестороннего сжатия. Для всех материалов как напряжение сдвига т, так и коэффициент внешнего трения рвн возрастает с увеличением аср, причем сталь обладает наименьшими значениями этих параметров, а дерево - наибольшими, пластмасса и алюминий занимают промежуточное значения (рис.3.4).

Рис. 3.1. Приборы "на трехосное сжатие" и "на вращение" В работе также предложено устройство [94] для испытания смеси на трехосное сжатие с целью исследования закономерностей деформирования смесей.

0/6 о/а 0/£

-1 Сл+в ■■■ /-/«•я гг. г * V'

*

I?

и О--.

(Г,/?

о^е

4 е г *

Г*С* А Г-^— ■

О

— -б* О

* ¿.с

Рис. 3.2. Реологические кривые течения для различных скоростей скольжения

/СУМ

ёЫ *

3

г у

- <¡«55

\ V •

—т-

V

1 15® £

а в®*

-о/г ОЛ о/

О!

о о,о/ а/г о/е о,г о^ -¿с

Рис. 3.3. Кинетика напряжений и деформаций при объемном сжатии

* г з *

'y-.JrJ.SX

А - лилег/*ал1 С71ЛЛ

¿£34

Рис. 3.4. Изменение напряжений и коэффициента внешнего трения для различных

материалов

4. Формовочные машины высокоскоростного (ударного) и комбинированного уплотнения

4.1 Экспериментальные исследования ВСП-процесса

Метод высокоскоростного (ударного) прессования (ВСП-процесс) и прессово-ударный метод уплотнения (ВСП-Комби) основаны на одной общей идее - идее уплотнения смеси с высокими скоростями деформации.

Сущность способа высокоскоростного прессования (ВСП-процесс) заключается в том, что находящаяся в модельно-опочной оснастке формовочная смесь уплотняется за один удар движущейся со скоростью 4-8 м/с прессовой плитой, закрепленной на штоке пневмоударного цилиндра (рис.4.1).

Сущность способа прессово-ударного уплотнения заключается в том, что предварительно уплотненный нижним прессованием пакет смеси (рис.4.2) вместе с прессовой плитой разгоняется пневмоударным цилиндром в сторону модельной оснастки и, ударяясь по ней, дополнительно уплотняется.

В результате действия динамической нагрузки верхний слой смеси передает высокую энергию движения (скорость) нижележащему слою, который в свою очередь передает энергию (хотя уже частично и потерянную) следующему слою, и так далее до модельной плиты. Чем меньше потери скорости, тем равномернее уплотнение смеси по высоте.

Механизм комбинированного прессово-ударного способа уплотнения ВСП-Комби следующий. На первом этапе нижнее прессование осуществляется с целью предварительного формирования пакета смеси, повторяющего контур модели с этносителыго невысокой плотностью по ладу 1,45 ч-1,55 г/см3 (для низкопрочной :меси) и по контрладу - 1,4 + 1,45 г/см3.

На втором этапе пакет смеси, зависший в верхнем положении за счет сил боко-юго давления и внешнего трения, разгоняется пневмоприводом прессовой ко-юдки в сторону модельной оснастки и ударяется по ней. В результате удара пахт дополнительно уплотняется за счет сил инерции, как самого пакета, так и грессовой колодки (вместе с подвижными частями пневмопривода). При этом в >езультате удара на контактной поверхности полуформы образуется слой (5-8 ш) повышенной плотности («наклеп») плотностью 8 « 1,75 ч- 1,78 г/см3 и твер-;остью Т > 90 ед.

Из рассмотрения механизма уплотнения ВСП-процесса и комбинированного рессово-ударного способа видно, что основным фактором уплотняющего воз-ействия являются силы инерции, возникающие при воздействии на смесь удар-ого импульса:

• При ВСП - импульса прессовой колодки;

• При комбинированном способе - импульса суммарной массы: прессовой

колодки и пакета смеси.

При ВСП прессовая колодка совместно с подвижными частями ударного при-эда разгоняется под действием постоянного давления Рм в пневмо- или гидро-нлиндре, или под действием силы тяжести только прессовой колодки при ее юбодном падении.

Таким образом, режим ударного механизма, т.е. режим уплотнения можно регулировать либо массой колодки Мк, либо ее скоростью V, которая зависит от величины РИР, а для свободно падающей колодки либо ее массой Мк, либо высотой падения Нк.

Проведенные эксперименты подтверждают, что необходимую величину ударного импульса, или, что то же самое, энергию удара, лучше набирать не за счет массы колодки Мк, а за счет скорости (ускорения), при этом твердость по ладу повышается.

Установлено, что с увеличением массы колодки и снижением ее скорости процесс будет приближаться к статическому прессованию, а значит и к повышению неравномерности плотности по высоте полуформы. С увеличением скорости и уменьшением массы колодки характер действующих сил будет больше приближаться к поверхностно-объемным, а плотность станет более равномерной. Однако существующие пневматические приводы не позволяют конструктивно осуществить в конце хода прессовой колодки скорость более 6-8 м/с (обычно 4-6 м/с). Для достижения необходимого ударного импульса в этих случаях идут все же на увеличение массы колодки.

Вместе с тем, чем больше масса подвижных частей и меньше масса смеси, тем средняя плотность ниже и выше неравномерность плотности по высоте. Чем меньше масса подвижных частей и колодки и больше масса смеси (при одинаковой в обоих случаях скорости), тем больше плотность по ладу полуформы и меньше по контрладу. В этом случае следует снижать массу колодки и подвижных частей пневмопривода и повышать их скорость движения (рис.4.3).

Установлено, что несовпадение во времени максимальных значений достигаемых напряжений и деформаций (1зап) для жидкостекольной смеси равно 0,06 с (рис.4.4), для ХТС - 0,04 с, тогда как для песчано-глинистой смеси - 0,02 с. Эксперименты показали, что чем больше вязкость смеси, тем больше

Существенную роль играет давление внутрипоровой фазы при уплотнении смеси импульсными нагрузками: с увеличением внутрипорового давления и отсутствием фильтрации воздуха из пор в атмосферу снижается прочность и плотность смеси, возможно образование трещин в форме. Плотность песчано-глинистой формы значительно ниже при уплотнении смеси без отвода из нее впутрипорового воздуха, чем с отводом последнего. Так, при Уц = 6 м/с плотность равна 1670 кг/м3 для случая, когда воздух отводится (по контрладу формы), и 1630 кг/м3 - без отвода воздуха.

При комбинированном процессе роль внутрипорового воздуха при уплотнении менее существенна, так как основная его масса удаляется уже на первом этапе уплотнения (этап нижнего прессования).

Из рис.4.5 видно, что с увеличением скорости нагружения возрастает равномерность уплотнения по высоте. Так, при скорости нагружения Ун = 3 м/с показатели формы по ладу значительно ниже, чем по контрладу, т.е. характер их распределения близок к параметрам прессования. При 6,4 м/с твердость и плотность по высоте формы практически одинаковы. Некоторое снижение их

У,в

<6 15

ч;

аТТС г

Л I -< __—о г: тз

--—т~ "г—

3 4 5 б%м/е

6Л?Л 5М^.Щд. МуЗ. гМ^ШцЗ.

Рис. 4.3. Характер влияния скорости и массы колодки на плотность формы

Напряжение. £ сме Д по лоЗу <рсрми

Напряжение В смеси. У\ на §о*оЙч/о стенки опеки

Деформация

Леренещение алая

смеси ао глуби** узмм.

ерш!

Рлрвтякки* ¿отя- 0,01с

Л*1™

Рис. 4.4. Осциллограммы изменения деформаций и напряжений по времени.

50 бО 70 80 30 уед. И ¿5 ¿6 (7 <Г/0*%

Рис. 4.5. Распределение показателей формы по высоте опоки (кривые: 1 - 3 м/с; 2 - 4 м/с; 3 - 5 м/с; 4 - 6,4 м/с).

значений в середине формы объясняется частичным гашением сжимающих волн, отраженных от контрлада.

Экспериментальные исследования показали, что амплитуда колебаний фундамента при ВСП-процессе в 2,5 ■*■ 3 раза ниже, чем при встряхивании, что дает возможность устанавливать формовочные машины на втором этаже зданий.

На уровне патентов предложены способы уплотнения и устройства для их осуществления [71 — 74, 108, 112].

4.2 Закономерности образования высокопрочного уплотненного слоя

Эффект поверхностного упрочнения литейных песчано-глинистых форм наблюдался и ранее при уплотнении встряхиванием. Эффект образования наклепа при высокоскоростном деформировании металлов, связанный с движением дислокаций, достаточно хорошо освещен, однако подобное явление в формовочных смесях оставалось совершенно не изученным.

Высокоплотный поверхностный слой образуется при ударе предварительно уплотненного нижним прессованием падающего пакета смеси о неподвижную модельную оснастку. При соударении пакета смеси с оснасткой горизонтальные слои, прилегающие к контактной зоне, получают дополнительную остаточную деформацию, выраженную в сжатии. Это обусловлено превращением кинетической энергии в остаточное искажение межзерновых связей и затем рассеиванием этой энергии в форме тепла. С повышением плотности смеси прочность межзерновых связей растет, поэтому при ударе пакета плотностью (1,4 - ],4)х103 кг/м3 энергия удара затухает в околомодельной области. Пакет формовочной смеси, предварительно уплотненный, можно рассматривать как твердое тело, получающее полностью неупругое, т.е. пластическое соударение с преградой (модельно-опочной оснасткой). Тогда в соответствии с локальной теорией сжатия Герца, можно составить дифференциальное уравнение смещения центра инерции за счет образования местной деформации h:

где: С - жесткость пакета смеси.

При решении дифференциального уравнения (4.1), получено выражение для контактной силы удара:

2

, , d h _ . . м—=- = -р(0,

л2

(4.1)

где: М- масса пакета; Р({) - контактная сила удара. При ударе: И - Ртах / С,

(4.2)

(4.3)

Максимальное значение силы удара достигается за время:

(4.4)

Ему соответствует:

(4.5)

Максимальная пластическая деформация равна: hMAX=v0^M/C >

(4.6)

где: Vg - скорость пакета в момент удара.

Поскольку по локальной теории деформирования пластическая деформация распространяется на слои смеси, прилегающие к зоне ударного контакта, можно считать, что часть формовочной смеси, вытесненная пластической деформацией h, перешла в соседний слой толщиной Н и образовала его переуплотнение, тогда искомая толщина поверхностного слоя Н на основании закона неизменности массы можно записать:

(S-S0)H=S0h, (4.7)

где: So, 5 - плотность слоя до и после удара. Откуда:

Н= Soh/8- во. (4.8)

Экспериментально получено для С = 833,3-106 Н/м; масса смеси 16 кг, масса подвижных частей ударного механизма 25 кг; Vo = 5 м/с, плотность нижних слоев смеси до и после удара Sq - 1500 кг/м3 и S= 1800 кг/м3, расчетная величина пластической деформации составляет 1,1 мм, а толщина упрочненного слоя около 5,5 мм, что соответствует результатам расчета по формуле (4.8), где величина Н= 3+7 мм.

Экспериментально установлены глубины распространения эффекта поверхностного упрочнения (рис.4.6). Для ступенчатой модели отливки «стакан подшипника» получены следующие значения распространения толщины упрочненного слоя:

Д*^ « 7мм; Aff » 6,5мм; Авд « 5мм; Acf « 4мм; А^ » 3,5мм

Как видно из рис.4.7, определяющее влияние на эффект упрочнения оказывает как оптимальная средняя плотность пакета смеси, так и изменение скорости перемещения пакета V, при постоянной массе падающих частей: Мцч ~ const, i - толщина надмодельной зоны; 2 - толщина упрочненного слоя смеси по ладу в зазоре между моделью и стенкой опоки.

На рис.4.8 показано изменение вертикальных сжимающих напряжений ст в полуформе над моделью и в околомодельной области от изменения давления воздуха в сети Ро. Как видно, оно довольно существенно. Но в литейных цехах сетевое давление воздуха не превышает 0,5 МПа. Для средней общей плотности пакета 1,65 • 103 кг/м3 при ударе последнего, эта плотность изменяется до 1,72 • 103 кг/м3, а плотность поверхностного слоя формы до 1,78-103 кг/м3.

лак,

4 *

Рис. 4.7. Зависимости толщины слоев и плотности пакета от скорости. Ша

Ф V

ф 0,4 О/

Рис. 4.8. Изменение вертикальных напряжений от давления 1 (V = 5 м/с) и 1' (V = 4 м/с); нал моделью; 2 и 2' в околомоделыюй зоне.

Рассматривая механизм образования упрочненного поверхностного слоя пес-чано-глинистой формы при комбинированном прессово-ударном уплотнении, его роль в получении качественной формы нельзя не отметить следующее обстоятельство. Комбинированный прессово-ударный метод позволяет получать не только равномерно уплотненную форму с упрочненным поверхностным слоем (слой «наклепа»), но и осуществлять прецизионный метод окраски.

В этом случае модель, нагретая до I = 60 - 80°С окрашивается до удара. После ударного нагружения и некоторой выдержки слой краски переходит на ударную поверхность песчаной формы. После протяжки получается форма с термостойкой поверхностью и высокой геометрической точностью с упрочненным поверхностным слоем. В такой форме можно получать точную и чистую отливку из черных и цветных сплавов.

В работе предложены на уровне патентов способы управления и регулирования ВСП-Комби-процессом [91,100,116].

4.3 Динамический анализ рабочего процесса пневмоударного привода

В работе предложена конструкция пневмоударного привода, схема которого изображена на рис.4.9. Особенность привода - разделение цилиндра промежуточным телом на две камеры А и Б. В исходном положении поршень прижат к промежуточному телу давлением р2, образованном в камере Б при обратном ходе поршня в предыдущем цикле. Давление в камере А равно атмосферному р = р2. Если с помощью соответствующего реверсивного органа вывести воздух из камеры Б, а в камере А создать давление, то произойдет следующее: давление в камере Б цилиндра все больше снижается, но оказывает при этом действие на кольцевую поверхность поршня. В камере А цилиндра растет давление, которое действует на поверхность поршня, определяемую диаметром отверстия в промежуточном теле цилиндра:

= ти?/4 (4.9)

Вследствие большой разницы площадей ^ и достигается то, что в момент отхода поршня от уплотняющего пояска на промежуточном теле цилиндра давление Р] в камере А значительно выше давления Р2 в камере Б. Как только поршень отходит от промежуточного тела, давление Р\ в камере А начинает действовать на все поверхность Р — тЮ2/4 поршня. За счет большого перепада сил, действующих с одной и с другой стороны на поршень, рабочему органу сообщается большое ускорение.

Общее уравнение, описывающее термодинамический процесс при переменной массе газа, имеет вид, согласно Г.В. Крейнина:

+ ПМ(1ШМ = дХ] + АсИ + ПШ , (4.10)

где: с!() -количество энергии сжатого воздуха, поступающего (или отводимого) из окружающей среды; Пм, П - количество энергии, содержащейся в 1 кгс сжатого воздуха, поступающего в полость и вытекающего из нее; IVм, Ж - количество воздуха, поступающего в полость из магистрали и вытекающего из нее;

Рис. 4.9. Схема высокоскоростного механизма формовочной машины, ¿/-внутренняя энергия воздуха; Ь - внешняя работа воздуха; А - термодинамический эквивалент.

Если в уравнении (4.10) положить: (10 = 0\ с1]У = 0\ (11] — с1(1Л¥) =

Сгс1(П¥); йЬ = рдУ\ Пм ~ ¡м, то получим известное уравнение наполнения газом постоянного объема:

КШмсМм = Уф + крс!7. (4.11)

Если положить Тм = Та = 290°К, то можно получить уравнение для определения времени наполнения постоянного объема А:

, = 3,62 - Ю-3 , (4.12)

/Л .Л

где: Щ(сг) — СГпри 0<£7<0,528 - надкритический режим истечения воздуха.

_ 2к<р(а*)

к-1

К-1 | £-1

1-сг,к -Vl-cr *

+ СГ*

(4.13)

При 0,528<С7<1 - подкритический режим, где: <Т/ — Р\ /рм — ра/рм\

1

02 /р* =рл1/рм = 1; а„ =

к + 1

к-1

= 0,528-

Уравнение истечения газа из камеры ограниченного объема: -К11ТсЛУ = кр ¿7+ Ус1р

Время истечения газа из полости Б определяется уравнением:

/ = 2,53-10"2 —^ \рг (а2) - у, г (а,)],

M2f2<?

(4.14)

(4.15)

где: при 1//2 (&) = СГ к-1

к-1 2к

при 0«7<0,528 da

2к

ш к

при 0,528<(7<1

Так как истечение в атмосферу, то <Т/ = <Та — ра /рА(, а ф = ра /ра — 1. тогда расход воздуха:

а критическии расход:

ML.Ем.

к-1 им

Ъ-,

к+1/

2 рм

чл+и р+1 ом

Уравнение движения поршня имеет вид:

М

dh dt2

(4.16)

(4.17)

(4.18)

где: РиР2 - давление в полости А и Б; и Рг -площади поршня нештоковой и штоковой полости; М - масса подвижных частей.

4.4 Инженерный метод расчета пневмоударного привода

Исходные данные: задается ЕК — 'кинетическая энергия, рассеиваемая

пневмоцилиндром. Задается Б1 - рабочий ход; рм, ра - давление магистрали и атмосферы; - диаметр штока.

Допущения: не учитывается обмен с окружающей средой и утечки. 1. Баланс энергии запишем в виде:

Ек = Afp,) -Afp 2) ±A(p) ±A(G), (4.19)

Afp;) - внешняя работа воздуха в камере А; AfPz) ~ внешняя работа сжимаемого воздуха в камере Б; Afp) - работа всех внешних сил, исключая давление воздуха и вес поршня. Принимаем, что расширение воздуха в камере А и сжатие в камере Б идет по адиабате. Тогда изменение давления в камере А:

(

Р\ = Рм

X

Изменение давления в камере Б:

' ^ 1 Рг = Р.....

V V2 /

-д z~.pi, р2 - текущее давление в камере Айв камере Б; V/, текущие значения объемов в камере Айв камере Б;

1ц - параметры, характеризующие размеры камеры Айв камеры Б до начата движения поршня; х - перемещение поршня. А (р) - работа сил трения (5 -1% от потребляемой энергии); А (С) - работа веса вертикально движущихся частей. С учетом вышеизложенного, уравнение (4.19) запишется в виде:

"=МА— кс1х-р/Г> \ 4 ш> ] (1-х) к(1х±С |еЬс. (4.22)

*1 =!л х\=1А х\='А

-де: А = 0,85 - коэффициент потерь на трение.

С учетом торможения в конце хода величина разгона хм движущихся масс до максимальной скорости находится в пределах:

Хм — (0,5+0,6)5 + !а, а параметр характеризующий величину объема каме-зы А, для данной величины разгона находится в пределах 1А = (0,654-0,8)8. Исходя из данных соотношений, определяем величины:

5 = (0,7+0,87) хм; 1л = (0,48 +0,7)^ 1Б = 5 = (0,7+0,87) хм; I = 1А + 1Б = (1,18 + 1,57) хм После интегрирования уравнения (4.22) получим:

mv2 Армя 1кл [(0,3 + 0,525)л-Л/ ]'-* п2 лрл1кБ [(0,3 + 0,525>л/ ] ^

2 4(1 - к) 4(1 -к)

1-х,

X

' /(Я2 - dl )± G[(0,3 * 0,525)хм ] (4.23)

Определяем площадь отверстия сверления в промежуточном теле цилиндра при известном диаметре цилиндра:

рЛ+р

рм

рн

(4.24;

лВ1

к,

(4.25)

(4.26)

3. Объем камеры А:

4. Объем камеры Б:

5. Длина гильзы цилиндра:

Ь = кпрм+Ип, . (4.27)

где: кпр т - толщина стенки промежуточного тела; И„ - толщина поршня.

На основании данного расчета спроектирован, изготовлен и опробован в про изводственных условиях пневмо-ударный привод [119].

4.5 Методика теоретического решения задачи по определению плотности смеси в форме при высокоскоростных (ударных) методах уплотнения

Математическая модель процесса уплотнения при исследовании двумерно! области содержит следующие уравнения: Уравнение движения:

даг дт.

дх ду да„ дт

XV 5» .

^ П

дг

(4.28)

Хху - компоненты тен

ду дх

где: и и V - перемещение по координатным осям; О*, Су,

зора напряжений; р - плотность формовочной смс£и.

За граничные условия принимаются вертикальные и горизонтальные состав ляющие внешней силы.

Вектор нагрузок учитывает не только внешнюю силу, но и силы трения, возни кающие на границе смеси с модельно-опочной оснасткой. Сила трения вычисля лась с учетом скорости движения частиц смеси вдоль границ оснастки. Значени ударной силы определялось по уравнению:

P(í) = v0ШCs\n(■Jмc)í , (4.29)

где: Ми С - масса и жесткость смеси.

При ВСП-процессе в состав внешней нагрузки включалась как ударная нагруэ ка, так и нагрузка от давления верхнего поршня, действующая по оси у, которы учитывались компонентами вектора {Я}, которые соответствуют узлам контрла да формы.

При предварительном уплотнении смеси - нижнем прессовании (Комби процесс) принималась нагрузка 0,5 МПа. Начальная плотность смеси принима

лась во всех случаях равной структурной. На втором этапе прессово-ударного метода, в качестве начальной плотности принималась плотность с распределением, соответствующим расчету для нижнего прессования. Уравнение совместности деформаций:

8% _ д2£.

+ -

¿4

дх2

(4.30)

(4.31) '

дхду ду2

где: Уху - деформация сдвига.

Уравнение состояния, представленное через модули продольной и поперечной деформации, получено путем преобразования уравненияТенки. Для решения плоской задачи это уравнение имеет вид:-1

ey^[ay-v{scp)ax]/E{scp)i

где: Е(Scp) и v(Бср) - модули продольной и поперечной -деформации смеси, величины переменные и зависят от плотности смеси.

Поскольку уплотнение формовочной смеси связано с большими перемещениями, то геометрическая нелинейность процесса уплотнения учитывается следующими кинематическими соотношениями:

.дх,

= 8и ]_ дх + 2

V2

Sv J_ ' дх + 2

гдил2

ду.

.ду.

+ [дх

д2и

d2v

ди dv _ ..

Уху--Н--+-+ "

ду дх дхду дхду

(4.32)

Представленная кинематическая модель обычный для МКЭ образом преобразовывается в матричное волновое уравнение движения: -

г 8} . 8}'■ ; , я„

dt

а1

(4.33)

где: {¿5} - глобальный вектор перемещения'ухтов сетки конечных элементов, на которое разбито сечение опоки с моделью;

[./£] - глобальная матрица жесткости, в построении которой участвуют кинематические соотношения и уравнения состояния;

[С] - глобальная матрица деформирования, зависящая от вязкости смеси; [М\ - глобальная матрица масс, зависящая от плотности смеси;

{Я} - глобальный вектор нагрузки, зависящий от способа формовки (прессования, ВСП, прессово-ударный способ и т.д.) и свойств модельно-опочной оснастки.

Для описания геометрических характеристик использовалась треугольная сетка. Для решения матричного уравнения движения (4.33) использовались итерационные методы, при которых векторы перемещения {<5} заменялись их разностными аналогами на временном шаге. В соответствии с этим образуется система линейных алгебраических уравнений относительно {5]'*'■ Далее расчеты проводятся с использованием конечных элементов, определяемых уже не в пространстве, а во временной области. Решением этих линейных уравнений является вектор перемещений узлов конечно-элементного представления рассматриваемого сечения формы. По нему находится деформация и плотность смеси в элементах. Плотность смеси в элементе на /-том временном шаге /У вычисляется по формуле:

р'=/>'_1/(1 + £х )•(! + £,), (4.34)

где: р '1 - плотность смеси в элементе на предыдущем шаге.

По найденной на текущем шаге плотности смеси в элементе вычисляются коэффициенты Е и V уравнения состояния для следующего периода времени по экспериментальным зависимостям. Методика позволяет рассчитать как метод ВСП так и комбинированный прессово-ударный метод, в котором учитывается смена этапов уплотнения (статическое прессование и ударное уплотнение).

Для нахождения коэффициентов Е и у поступают следующим образом. Экспериментально определяются значения сть Оз, £1 и р, по которым на каждом шаге нагружения во всем диапазоне деформаций и плотностей вычисляются значения Е(еср) и у(£ср): V = $/(1 + £) , (4.35)

где: ^ = С3 /0*1 - коэффициент бокового давления.

E = Ek[\-2v'l{\-v)}, (4.зб)

где: Ек — 07 / £] - модуль компрессионного сжатия.

Модуль Ек вводится в том случае, если эксперименты проводятся в условиях одноосного сжатия без возможности бокового расширения (компрессии). Приведенные в различных литературных источниках экспериментальные значения продольного модуля деформирования Е, полученные разными авторами, несопоставимы, поскольку модуль рассчитывался в зависимости от относительной деформации опытных образцов, начальная плотность которых могла быть разной. Поэтому целесообразно пользоваться экспериментальными реологическими зависимостями от плотности опытных образцов Е(5), у(5), а не от их относительной деформации.

При этом необходимо соблюдать следующие правила проведения реологических испытаний:

- в исследуемом образце смеси с насыпной плотностью перед началом испытаний следует достичь значения структурной плотности путем приложения давления около 0,01 МПа;

- при вычислении Е& V, Е принять, что нулевой относительной деформации соответствует плотность, равная структурной. Полученные, таким образом, диаграммы реологических характеристик не зависят от начальной плотности опытных образцов одной и той же формовочной смеси и однозначно отвечают всему диапазону плотностей при изготовлении формы.

На рис.4.10 и 4.11 представлены экспериментальные зависимости модуля продольной деформации Ек и модуля поперечной деформации V от плотности для высокопрочной смеси.

В заключение на рис.4.12 представлена блок-схема вычислительных программ, реализующих метод конечных элементов, компьютерного расчета динамических

процессов уплотнения литейных песчаных форм.

------

/Г/7а &

&

ф

О

Рис. 4.10-4.12

5. Воздушно-импульсные формовочные машины

В последнее десятилетие широкое распространение получили импульсные формовочные машины. По сравнению с широко распространенным встряхиваю-ще-прессовым методом, импульсное уплотнение обеспечивает получение чрезвычайно сложных форм, в том числе с глубокими карманами в оснастке, мини-

;г Уе у>7

___^

Ввод данных

Построение [К],[М]и[С|

Вычисление {Я}

Вьгш

--- стеки

е

(КГ.

|МГ.

[С]'

Учет ограииченЕй на перемещение

Решение системы лхвейяых урамекий

Вычисление {с}*, {«т}*ир

Пересчет сетки конечных элементе«

мальными расстояниями между моделями, а также между моделями и стенкам! опоки. Этот метод позволяет не только улучшить геометрическую точность отли вок, но и существенно снизить припуски на механическую обработку.

В настоящее время в промышленности применяются, в основном, воздушно импульсные (ВИФ) и реже газоимпульсные формовочные установки (ГИФ). Воз душно-импульсные установки (ВИФ) подразделяются на два типа: (ВИФ) - вы сокого давления 5-8 МПа и (ВИФ) - низкого давления 0,5-0,6 МПа.

Воздушно-импульсные формовочные установки высокого давления широкоп распространения не получили по ряду причин, в частности:

• Эти установки требуют специального компрессора высокого давления;

• Уровень шума выше допустимых норм.

Принцип воздушно-импульсного процесса уплотнения литейных фор» (рис.5.1) заключается в том, что при открытии клапана 2 поток сжатого воздух давлением 0,5-0,6 МПа из ресивера 1 через отверстие 3, рассекатель 4, мгновенн! воздействует на смесь 5, находящуюся в наполнительной рамке 6 и опоке 7, раз гоняет ее по направлению к модели 8 и модельной плите 9, где она резко тормо зится и под действием сил инерции уплотняется.

В общем случае при импульсном воздействии на формовочную смесь потоко? воздуха в ней возникают напряжения. Изменение этих напряжений по высот опоки зависит от следующих сил: -2

- от перепада давления движущегося через смесь воздуха (статическая состав ляющая);

- от силы вязкого взаимодействия смеси и фильтрующегося через ее порь воздуха; .

- от сил инерции смеси;

- от сил внешнего трения.

Зависимость напряжения от этих сил в элементарном слое (1у выражается из вестным уравнением проф. Г.М. Орлова:

(5.1)

Ф> 4у г0

где: <т - сжимающее напряжение в смеси; т - пористость смеси; р - давлени воздуха, действующее на слой смеси; а - ускорение сил инерции слоя смеси; g ускорение силы тяжести; 6- текущее значение плотности смеси;/- коэффициен внешнего трения; % - коэффициент бокового трения; По, Ро ~ периметр и плс щадь опоки соответственно.

Влияние первого члена уравнения существенно влияет в воздушно импульсных установках высокого давления. Второй член характеризует сил инерции. Эта сила имеет существенное значение в установках низкого воздушнс го давления. Третий член характеризует силу трения. Наибольшее влияние н процесс низкоимпульсного уплотнения оказывает второй член уравнения, харак

44

теризуюший величину сил инерции и непосредственно зависящий от величины градиента давления dp/dt, характеризующего скорость изменения роста давления над смесью (рис.5.2). Чем меньше время импульса, тем он больше. Значение этого параметра в современных импульсных установках низкого воздушного давления колеблется в пределах от 10 до 80 МПа/с, в отдельных случаях до 200 МПа/с. Этот параметр в импульсных машинах является определяющим, т.к. чем больше dp/dt, тем выше скорость и ускорение движения смеси, тем выше сила инерции и плотность смеси. *

В воздушно-импульсных формовочных машинах высокого давления применяют высокое давление в ресивере Р = (5,0-8,0) МПа при относительно продолжительном времени действия импульса^ = 0.1 с). В импульсных машинах низкого воздушного, давления Р = (0,5-0,6) МПа, а tu = 0,01 - 0,02 с, т.е. идут по пути сокращения времени tu нарастания давления над смесью до магистрального.

Величину импульса tu в различных импульсных установках сокращают по разному. Первый путь - повышение быстродействия привода клапана, а второй -увеличение суммарной площади выпускных отверстий, либо одновременно и то, и другое. Чем больше площадь сечения выпускных отверстий и меньше время срабатывания привода клапана, тем tu меньше и эффективность процесса уплотнения выше (рис. 5.3). Параметр dp/dt зависит, таким образом, от конструктивных параметров машины и давления воздуха в ресивере.

Сила инерции смеси - основной фактор уплотняющего воздействия, прямо пропорциональна величине градиента давления dp/dt. Градиент давления является суммарным конструктивно-технологическим фактором, поскольку на его величину влияют несколько других конструктивно-технологических факторов, а именно: объем ресивера, давление сжатого воздуха в ресивере, объем подклапан-ной полости (полость, находящаяся между смесью и днищем ресивера), площадь выпускного отверстия клапана и время открытия клапана.

На уровне изобретений предложены воздушно-импульспые головки [75-80, 8285,87, 89, 93,96, 98, 99, 102, 104, 105, 1 13, 114, 120].

В работе рассматривались вопросы силового воздействия воздушного импульса на смесь. Уравнение движения смеси в момент импульсного воздействия волны давления имеет вид:

где: СО - круговая частота собственных колебаний смеси массой Л/ и жесткостью С = Е У7/Н\ Е-модуль продольной деформации: /•".//- площадь и высота уплотняемого кома смеси.

Решение уравнения (5.2) дает:

* Эксперименты проводились автором на формовочной машине фирмы «СГ».

(5.2)

х=Чм/с

sm

М

■ t - перемещение смеси;

X = v0 cos

x = -v0

* ~ СК0Р0СТЬ пеРемеЩения смеси • sin ' t ~ ускорение инерции.

(5.3)

(5.4)

(5.5)

'М 01,1д\/М

С другой стороны, ускорение смеси можно определить и через внешние силы: х = (рР + С-Гтр)/М (5.6)

Приравняв выражения (5.5) и (5.6) можно определить жесткость смеси С.

Расчеты показывают, а эксперименты подтверждают, что скорость движения смеси в момент импульса состаатяет » 20-30 м/с, а ускорение (200-300^.

Проведенные в работе эксперименты подтверждают приведенные теоретические зависимости (5.2-5.6), а также (2.10), что при импульсном уплотнении относительная деформация смеси во времени происходит по линейному закону (рис.5.4), а ее величина пропорциональна скорости нагружения а (рис.5.5). Отсюда вытекает важнейший вывод о том, что при импульсной нагрузке смесь теряет на мгновение свою вязкость, становится псевдотекучей, что в корне меняет представление о механизме уплотнения.

Л

Рис. 5.1. Схема воздушно-импульсной установки

Рис. 5.2. Изменение давления по времени

Механизм низкоимпульсного уплотнения отличается от механизма уплотнения импульсом высокого давления характером силового воздействия, т.е. величиной dp/dt. При низком воздушном импульсе силы инерции, действующие в смеси, на порядок выше, чем в установках высокого давления; это обеспечивается значительно большей суммарной площадью проходных сечений клапана и чрезвычай-

но коротким временем его открытия. Силы фильтрации в установках этого типа выполняют существенно малую роль, даже при наличии вент, что объясняется быстротой протекания процесса низкоимпульсного уплотнения. По этой причине венты в данном процессе не устанавливают вообще или устанавливают в редких случаях.

диент давления при импульсном уплотнении.

Влияние давления сжатого воздуха

Из самого понятия dp/dt видно, что чем больше давление при постоянном значении времени импульса tu, тем больше градиент давления. Однако в действительности время импульса не остается постоянной величиной, а изменяется. Причина в том, что с увеличением давления время увеличивается, хотя и не значительно, поскольку коэффициент расхода также изменяется. На рис.5.6 показана зависимость изменения давления воздуха от времени истечения, полученная теоретически, из которой видно, что величина dp/dt повышается существенно (от 40 МПа/с при р = 0,2 МПа до 170 МПа/с при р = 0,7 МПа), а время истечения увели-

чивается незначительно (на 1-2 мс). Однако давление сетевого сжатого воздух ограничено действующими стандартными компрессорами. По ГОСТ давление сети должно быть не ниже 0,6 МПа. К сожалению, эта величина давления в ре альных условиях бывает и ниже, например, 0,5 н- 0,55 МПа.

Выше было отмечено, что для достижения технологической плотности смеси реально действующих импульсных установках необходимо иметь dp/dt = 80 • 120 МПа/с.-Для достижения этой величины в воздушно-импульсных установка высокого Давления были вынуждены использовать высокое давление сжатог воздуха /7—8,0 -г 10 МПа, поскольку применяемые конструкции импульсны клапанов обеспечивали время импульса в пределах 0,06 -г 0,08 с, по сравнению современными клапанами, где t„ =0,01 + 0,005 с. Поэтому, нужно идти не по пут; увеличения давления воздуха более 0,6 МПа, а по пути сокращения потери дав ления Ар в ресивере.

Влияние величины объема ресивера и подклапанной полости на потери давления

Решением: математической модели рабочего процесса на ПЭВМ установленс что с увеличением объема ресивера величина dp/dt повышается сначала сущест венно, а затем более медленно и при значительном увеличении объема практиче ски остается неизменной (рис.5.7).

При работа'импульсной установки не вся энергия сжатого воздуха, находяще гося а ресивере, идет на совершение полезной работы, а только часть ее. Энерги сжатого воздуха, находящегося в объеме подклапанной полости Vj, или как е< иногда называют - в надопочном пространстве, идет только на его расширение не совершая при этом полезной работы. Поэтому, справедливо считать эту энер гию потерянной, а этот объем - объем подклапанной полости V] - вредны» объемом (рис.5.8).

На рис.5.8 показано влияние объема подклапанной полости на градиент давле ния! Объем подклапанной полости экспериментальной установки изменялся о-Vi = 6,5 дм3 до Л 3 дм3. Из рис.5.8 видно, что с увеличением Vi градиент давлена снижается. Рассмотрим, как влияет величина V] и Vpcc на расход энергии за цию уплотнения. При уплотнении смеси воздушным импульсом к объему подклапан ной полости следует добавить объем пор в смеси, находящейся в наполнительное рамке и опоке. Тогда потеря давления Др в ресивере определится выражением:

ДР = Р0~РК =Ро

1-

' V У р

УРЩ + ГК

(5.7)

V Р I пор ;

где: рк - конечное давление в ресивере; к - коэффициент адиабаты. Анализ формулы (5.7) показывает, что чем больше величина V/ и упору больше потери энергии при уплотнении. Если положить, что объем подклапан

ной полости равен 0,5 объема ресивера, а объем неуплотненной смеси равен У/ = 4 Усм> то при пористости неуплотненной смеси т = 0,5 потери давления в ресивере составляют Ар = 0,5ро, У„ор = 0,25 Ур.

Однако следует заметить, что вследствие чрезвычайно короткого времени импульса = 0,01 + 0,005 с) сжатый воздух за это время не успевает полностью проникнуть в поры неуплотненной смеси, и эти потери несколько ниже.

На рис.5.9 представлен график изменения потерь давления Ар в ресивере в зависимости от отношения объема ресивера Ур к объему смеси Ум для трех значений объема V) подклапанной полости, построенный на основании зависимости (5-7).

Анализ рис 5.9 показывает, что:

- потеря давления Ар уменьшается с ростом отношения Ур / Усм для любых значений подклапанной полости V), причем интенсивность падения потерь давления существенна только для значений Ур / УСм-4 + 5;

- потери давления увеличиваются с ростом объема подклапанной полости V] и чем больше значение У/, тем интенсивнее этот рост. Следовательно, объем подклапашюй полости при конструировании импульсной установки следует сводить к минимуму.

Влияние площади проходных сечений клапана и времени его открытия

Для получения максимальных значений величины с1рШ при импульсном уплотнении необходимо, чтобы оставшаяся после потерь полезная энергия реализовалась за минимальное время импульса

Величина длительности импульса зависит от двух параметров: времени открытия клапана и времени истечения из ресивера Время открытия клапана О зависит от быстродействия его привода, а время Г; истечения воздуха - от эффективного проходного сечения выпускных окон клапана и коэффициента расхода р.. Коэффициент расхода воздуха ц импульсного клапана зависит от формы окон, их количества и местных сопротивлений и по некоторым данным колеблется в широких пределах {ц = 0,5 + 0,8) для различных по конструкции клапанов.

Важнейшим направлением повышения эффективности импульсного процесса является уменьшение времени импульса за счет уменьшения времени /;

Рис. 5.6. Влияние начального давления в ресивере на градиент давления над сме-

Рис. 5.7. Влияние объема ресивера на градиент давления над смесью.

Рис. 5.8. Влияние подклапанной полости Рис. 5.9. Зависимость потерь давления в на градиент давления. ресивере от Vpel/VCM.

открывания выпускного отверстия. Уменьшить время открывания выпускного отверстия можно только увеличив среднюю скорость открывания. Следовательно, импульсный клапан должен двигаться с достаточно большим ускорением. В момент начала открывания выпускного отверстия, скорость клапана может быть равна или не равна нулю. В первом случае для получения приемлемой скорости открывания необходимо придать клапану чрезвычайно большие ускорения. Во втором случае ускорения могут быть значительно меньше, если к моменту открывания клапан уже разогнался, и имеет достаточную начальную скорость от-

крывания. Влияние площади проходных сечений клапана на градиент давления определялся экспериментально (рис.5.10). Из рис.5.10 видно, что с увеличением диаметра выпускного отверстия с О, = 0,12 м до Ов = 0,3 м градиент давления увеличивается более чем в 5 раз.

Площадь выпускных окон определяется конструкцией клапана, формой отверстий и их количеством. Самой простой конструкцией и формой является клапан, изображенный на рис.5.1 с круглым отверстием. Площадь выпускного отверстия у такого клапана определяется зазором между кромкой выпускного отверстия и запорным органом клапана, поэтому для эффективного истечения площадь этого зазора должна быть соизмерима или даже превышать площадь выпускного отверстия. Площадь зазора определяется периметром выпускного отверстия и ходом клапана. В случае круглого выпускного отверстия диаметром Б0 ход клапана Ь должен быть Ь > Б0 / 4. Для прямоугольного выпускного отверстия со сторонами а и Ь -11 > а-Ь/2(а+Ь). Увеличение выпускного отверстия требует и увеличения габаритов, веса и увеличение времени на его открытие. Поэтому, более целесообразно выпускное отверстие выполнять в виде щелей или множества малых отверстий (перфорированный клапан): чем меньше диаметр отверстий на единице площади, тем больше площадь живого сечения. В плоских клапанах с перфорированным отверстием суммарная площадь выпускных отверстий достигает 20 -25% от площади опоки, обслуживаемой одним клапаном. Преимущество плоского перфорированного клапана состоит б том, что не требуется специальный рассекатель потока воздуха, так как в этом случае сами плиты-тарелки клапана выполняют роль рассекателя. При применении такого клапана достигается распределение потока воздуха равномерно по площади, составляющей 70 - 80% от площади опоки, обслуживаемой одним клапаном. При применении конусных или

цилиндрических клапанов площадь выпускных (щелевых или перфорированных) отверстий достигает 50 - 60% от площади опоки, обслуживаемой одним клапаном. Однако, у таких клапанов повышенный объем подклапанной полости и требуется дополнительный рассекатель.

Методика выбора конструктивно-технологических параметров воздушно-импульсных установок низкого давления

I. При расчете импульсной установки задаются исходными данными, к числу которых относятся:

1. Размер опоки АхВхН выбирается по ГОСТ.

2. Давление сжатого воздуха принимают согласно ГОСТ 7020-75 сетевого рм = 0,6 МПа и атмосферного ра = 0,1 МПа.

3. Параметры смеси:

5о - начальная плотность (в пределах 5о = 750 - 1000 кг/м3); модуль упругости К = (0,5 - 2,0) кПа. Меньшее значение К для плотности 6о = 750 кг/м3 и больше - для 50 = 1000 кг/м3.

Для более точных расчетов величину К необходимо определить на приборах для реологических испытаний смеси.

4. Объем ресивера сжатого воздуха задается: Vp = (3 т 5)VCM, где: VCM - объем уплотняемой смеси.

Нижнее значение Vp принимается в тех случаях, когда габариты ресивера не позволяют разместить установки в цехе, например, при модернизации встряхивающей формовочной машины на импульсную. Значение объема воздуха Vp > 5 VCM не рационально.

5. Объем подклапанной полости Vi («вредный объем») должен сводиться к минимуму или даже Vi = 0. В крайнем случае, объем V] должен быть не более V, = (0,1 -н 0,15)VP при условии, что Vp = (4 5) VCM.

6. Выбирается конструкция импульсного клапана. Основные требования к клапану:

1. Быстродействие привода на открытие выпускных окон Wp < 0,002 с;

2. Максимальная площадь выпускных окон, F0K [м2], должна быть FOK>(0,2*0,25)F оп > где Fon — площадь опоки, обслуживаемой одним клапаном.

3. Количество клапанов п„ при многоклапанной установке (два и более) выбирается из условия Пкл = F0n(4 -н 5) / ZF0K.

И. Рассчитать оптимальный режим градиента давления импульсной установки низкого воздушного давления, если известны параметры смеси: 8о - начальная плотность, кг/м3; 5 - конечная плотность смеси, кг/м3; Кц - модуль упругости, Па/с; размер опоки А х В х НоП; h - высота наполнительной

рамки, м; Н - высота уплотняемого столба смеси, м; М - масса уплотняемой смеси, кг; Б - площадь опоки, м2; р — давление сжатого воздуха в сети, МПа.

dp = 2p_ IXffS = 2-0,6 11500000 • 0,48 МПа dt~ пЧ МН ~ 3,14 \ 224,6-0.468 ~ с

где: р = 0,6 МПа (6-105 Па); Кн = 1,5 МПа (1500000 Па); опока 600x800x250;

S = 0,48 м2; 50 = 1000 кг/м3; 5 = 1500 кг/м3;

h = Hon (1500 / 800 - 1) = 0,25(1,875-1) = 0,218 м.

Высота уплотняемого столба смеси Н = 0,25 + 0,218 = 0,468 м.

Масса смеси М = (0,6x0,8x0,468)-1000 = 224,6 кг.

6. Газоимпульсные формовочные машины (ГИФ)

Газоимпульсные машины несколько проще, чем воздушно-импульсные (рис.6.1). Камера сгорания в этих машинах* не имеет специальных перегородок, отделяющих ее от формовочной смеси, поскольку давление горючей газовоздушной смеси до воспламенения составляет всего лишь ~ 0,1 атм. Кроме того, отсутствуют всякого рода импульсные клапаны, достаточно сложные по своей конструкции. Так же как и в воздушно-импульсном процессе низкого давления в газоимпульсном как правило не применяются венты. Рабочий процесс газоимпульсных машин определяется реакцией горения.

Стехиометрическое уравнение реакции горения углеводородных газов имеет вид:

СпНт + (и + = пС02 + ^ Н20 + Q , (6.1)

где: тип соответственно количество атомов углерода и водорода в молекуле углеводорода.

При полном сгорании горючих газов и теоретическом объеме воздуха продукты сгорания содержат С02, N2, Н20. В таблице 6.1 представлены параметры расчета стехиометрического сгорания метано-воздушной смеси.

* Автор проводил эксперименты на машинах фирмы «GF» под научным руководством проф., доктора-инж. Д.Бёниша.

43

Таблица 6.1.

Состав горючей смеси в молях CH4+a(202+7,52N2)

Теплота сгорания, кДж/моль 814,2

Дозировка % по объему 9,5

г/м3 67,8

Давление дозировки, МПа 0,0105

Давление продуктов, МПа 0,97

Температура продуктов, °К 2585

Содержание СО, % по объему 1,8

Из таблицы 6.1 видно, что давление продуктов сгорания метано-воздушной смеси в камере составляет 0,97 МПа. Эксперименты показывают, что в действительности оно ниже и составляет 0,7 -s- 0,75 МПа и то только в тех случаях, когда эксперименты проводятся с пустой опокой. Если в опоке имеется формовочная смесь, то максимальное давление достигает лишь величины ртах = 0,5 -г

0.6.МПа. Это объясняется различными тепловыми потерями.

В работе исследовались факторы, влияющие на рабочий процесс ГИФ. Установлено, что рабочий процесс газоимпульсных машин (рабочий режим) зависит от следующих факторов:

- от интенсификации скорости газовоздушной смеси (20... 50 м/с) и от степени ее турбулизации;

- от интенсивности источника зажигания.

Первый фактор экспериментально исследовался в двух направлениях:

1. В камере сгорания устанавливали вентилятор с различной частотой вращения: от 1400 об/мин до 3200 об/мин, установлено, что чем выше обороты, тем выше градиент давления (рис.6.2);

2. В камеру устанавливали звуковой генератор, который при определенной частоте колебаний возбуждает в газовоздушной среде турбулентность потоков. Установлено (рис.6.3), что в результате повышения скорости газовой смеси и ее турбулизации повышается химическая реакция между молекулами СН4, С3Н3 и С>2, т.е. интенсифицируется скорость сгорания смеси, в силу чего повышается плотность и твердость формы.

При наложении колебаний характер кривых остается прежним, но растет dp/dl на отдельных участках. Следовательно, процесс протекает более интенсивно. Изменяя частоту колебаний можно варьировать степень воздействия на рабочий процесс, регулировать его. Качество уплотнения формы изменяется в широки» пределах при изменении только одной частоты колебаний п = 2511 мин'1

W = 5,2 %. Пик кривых (рис.6.3) соответствует оптимальной частоте колебаний. Вероятно, она соответствует частоте собственных колебаний камеры сгорания, т.е. возникает режим резонанса. Очевидно, что для каждой конкретной машины этот режим свой. Наложение акустических колебаний на горючую смесь позволяет повысить полноту сгорания топлива, что улучшает также экологические условия в цехе. Так, при воздействии колебаний частотой 9000 Гц твердость лада формы достигает 88...90 ед., что на 8.. .10 ед. больше, чем при отсутствии звуковых колебаний. I - сила звука в кВт/м2. Количество СО в отходящих газах при этом составляет 16 мг/м3, а при отсутствии звуковых колебаний 39 мг/м3 (замеры производились В11утри камеры сгорания после взрыва).

На способы газоимпульсной формовки устройства получены патенты РФ и Казахстана [88, 111, 115, 107]. Экспериментально исследовалось форкамерное зажигание.

/¡м.

о

¿0 ¿5

JO

/ / У'ЙЛ

/ / \ ч ч

У у / / Г / W

S s J ' / v/r SX. ^¿sScAt

_ _ — —н W'SZ, V'0

то

¿S/O ¿74S ягоо SZ,

Рис. 6.1. Машина для газоимпульсной формовки фирмы Georg Fisher.

Рис. 6.2. Влияние звука, влажности и оборотов вентилятора на импульс.

Автором предложено в качестве форкамеры применить разделительную перегородку 1 в камере сгорания. Перегородка может изменять свое положение (двигаться вверх, вниз) (рис.6.4). В ходе проведения экспериментов отношение объемов форкамеры и основной полости камеры сгорания УФЛ/к с., выраженное через отношение высот изменялось в соответствии (0,1...0,9): 1. Проведенные эксперименты подтвердили существование взаимного влияния как Уф/Ук с., так и соотношение площадей отверстий в перегородке к площади поперечного сечения камеры сгорания £Т (рис.6.5). Анализ полученных зависимостей показывает, что по мере опускания перегородки плотность формы повышается. Установлено, что

при Уф/Ук.с. = 0,3:1 и т =0,05:1 была отмечена повышенная плотность форм) (1720 кг/м3).

ы/ УУ

Рис. 6.3. Влияние частоты и силы звука на Рис. 6.4. Перегородка-форкамера.

качество формы радиатора МС-90. На практике широкое применение нашел способ регулирования рабочего пр< цесса путем применения вентилятора с переменным числом оборотов. В работе исследовалось влияние состава горючего газа. Потребляемый промышленностью газ пропан по своему составу неоднороде (таблица 6.2).

Таблица 6.:

№ Компоненты газа Газ № 1 Газ №2 Газ № 3

1 Пропан 61,2 % 77,3 % 76,6 %

2 Изобутан 25,4 % 13,3 % 11,9%

3 Бутан 12,7 % 9,0 % 11,0%

4 Этан-этилен 0,7 % 0,4 % 0,5 %

Из рис.6.6 и рис.6.7 можно сделать вывод, что на величину импульса оказыва; существенное влияние состав горючего газа. С увеличением процентного соде] жания пропана и снижением доли изобутана эффективность процесса уплотнен? уменьшается. Снижение эффективности формообразования (падение твердост) объясняется уменьшением градиента давления, т.е. замедлением скорости нара> тания давления продуктов горения в импульсной головке. Из анализа осцилл< грамм следует (рис.6.7), что время роста давления изменяется от I = 0,0125 с (л № 1) до 1 = 0,0165 с (газ № 3). Это объясняется тем, что газ № 1 имеет большу скорость сгорания за счет повышенного количества изобутана (25,4 %).

во

70

60

У/А 7 / / У/у / ш

77777- технологически, необходимая тверд фсгтт&

Рис. 6.5. Влияние места расположения перегородки и площади отверстий в ней. Уф/Уг: о- 0,1; Д - 0,3;. V - 0,5; □ - 0,7; 0 -0,9.

(}0& (Ц 0,15- ¿/.р

¿г

М/7а. ¿О

У5" УО 5

Угла <?глз

Згяз

Рис. 6.6. Влияние состава газа на величину импульса давления.

5 6

Для получения технологически необходимой плотности и прочности формы следует создать над смесью необходимую величину градиента давления газа над смесью dp/dt (скорость нарастания давления dp/dt за время At приложения давления до максимальной величины tu).

Значение этих величин находится в пределах р = 0,5 * 0,6 МПа, р = 10 -г- 50 МПа/с, At = 0,01 -г 0,03 с.

В процессе экспериментальных исследований проводились замеры отработанных газов на токсичность. Состав продуктов сгорания замерялся после взрыва как внутри камеры сгорания, так и снаружи в зоне обслуживания формовочной машины. Результаты замеров показали, что при сгорании пропано-воздушной смеси окись углерода (СО) в отработанном газе составляла 6 мг/м3 (замеры производились около машины на расстоянии 40...50 см от камеры сгорания), а при сгорании газовой смеси с добавлением кислорода величина СО была 44 мг/м3. Содержание СО находится ниже допустимой нормы.

Наибольшее практическое применение в газоимпульсной формовке нашел процесс сгорания метано-воздушной или пропано-воздушной смеси. Представляет интерес баланс энергии, расходуемой за один цикл работы газоимпульсной машины. Баланс расхода энергии QnM„ при сгорании смеси в рабочей камере газовоздушной установки можно записать:

QrtojiH = Qyn.i + Q<j>op + Qt + Q3an + Qct . (6.2)

где: Qy„ , - энергия, затраченная на работу уплотнения смеси;

<Зфор - потери энергии на уход в атмосферу и в форму несгоревших газов, на фильтрацию газов, а также потери, отданные теплотой верхнему слою смеси;

QT - потери энергии на конвективный теплообмен и теплообмен через излучение;

Q3an - потери энергии на запыленность в камере сгорания;

QCT - потери энергии, ушедшей на нагрев стенок камеры.

Получена теоретическая зависимость полной энергии сгорания газовоздушной смеси:

р -v р . v

V-попн - , , , (O.J)

ГпР-1 Г-1

где: Ргор - теоретическое давление продуктов сгорания в замкнутом объеме VK камеры; упр = 1,3 - показатель адиабаты продуктов сгорания при высоких температурах; у - показатель адиабаты при нормальных условиях (у = 1,4); Р0 - атмосферное давление.

Первый член уравнения (6.3) - внутренняя энергия, запасенная в продуктах сгорания, второй - начальная внутренняя энергия. На уплотнение формы затрачивается энергия:

где: 5фс, V(i!C - начальная плотность и объем формовочной смеси, подлежащей уплотнению в данной оснастке;

W- удельный энерговклад в уплотнение смеси (120 Дж/кг). Теоретически и экспериментально установлено, что на уплотнение затрачивается не более 1-2 %. Наибольшая часть энергии (до 60-65 %) затрачивается на уход энергии в атмосферу, на уход в форму несгоревших газов, а также на потери энергии в верхнем слое смеси.

Установлено также, что достаточно высоки потери (до 30%) энергии на запыленность в камере сгорания.

Проведенные теоретические и экспериментальные исследования позволили установить необходимое и достаточное количество пропан-бутана, выбираемое, исходя из объема формовочной смеси, расходуемой на одну полуформу: для опок высотой менее 0,15 м: Vr = (0,24...0,25) Уфс; для опок высотой более 0,15 м: Vr = (0,21 ...0,23) V<j,Ci где: Vr - объем газа; V - объем уплотняемой формовочной смеси.

1. Для расчета объема импульсной головки исходят из того, что оптимальное стехиометрическое соотношение смеси газ: воздух равно соответственно 1:16. Исходя из этого: VKC = 16 Vr

для опок высотой менее 0,15 м VKC = (3,84...4) \Л,С; для опок высотой более 0,15 м VKC = (3,36...3,68) УфС.

Конструктивно камера сгорания представляет собой чаще всего цилиндр со штампованными сферическими днищами. Расчет на прочность камеры сгорания проводится по обычным формулам сопромата.

2. Скорость потока газов, создаваемая вентиляторами в камере сгорания принимают: Vr = 8 -г 12 м/с.

3. Площадь поперечного сечения дефлектора: FJC$ = 0,5 F2, где: F2 - площадь поперечного сечения камеры сгорания.

Толщина стенки дефлектора составляет 5 = 0,004 0,005 м. 4. Площадь поперечного сечения переходной камеры Fnep выбирается из соотно-шения:РПСр / Fon = 1 :(3 -=- 5), где: Fon - площадь опоки в свету.

Еупл S(j)c'V(j)(;'W ,

(6.4)

5. Площадь клапана выброса Ft1 отработанных газов выбирается из соотношения:

Fon / Fk„ = 10:1

6. Давление взрыва газо-воздушной смеси можно рассматривать по формуле:

р _ Ро ' ^юр ' ^ ni

Гезр т у

1 о "см

где: Р0 - начальное давление газо-воздушной смеси, МПа;

Т0, Твзр - соответственно начальная температура газовоздушной смеси и температура взрыва, °К;

Ini; £псм - соответственно число молей продуктов сгорания газа и число молей газа до взрыва.

Мощность импульса N определяется по формуле: N = Р-Укс / т, где: Р - давление импульса нагружения, Па.

7. Процесс уплотнения форм воздушным потоком с допрессовкой Метод уплотнения воздушным потоком с последующим прессованием - метод SEIATSU - получил свое развитие в конце восьмидесятых годов. Он разработан совместно двумя фирмами: германской Heinrich Wagner и японской Sintokogio. В настоящее время этот метод находит все большее распространение благодаря ряду преимуществ: достаточно высокое и равномерное распределение плотности смеси по всей форме, в том числе и в карманах оснастки, минимальные уклоны модельной оснастки, что обеспечивает достаточно высокую размерную и весовую точность отливок и др.

Рассматриваемый процесс уплотнения - комбинированный (рис.7.1): предварительное уплотнение фильтрацией потока сжатого воздуха (кратковременная продувка) через смесь и венты, расположенные по контуру модельной плиты и в узких карманах оснастки и последующее уплотнение плоской, многоплунжерной или другого вида прессовой колодкой. Формовочный узел машины состоит из двух основных узлов: узла подачи сжатого воздуха и прессового узла. В состав узла подачи воздуха входит ресивер сжатого воздуха, объем которого составляет 1-2 м3, а в отдельных случаях и более, трубопровод большого сечения и ограниченной длины и впускной быстродействующий клапан с электромагнитным приводом. Прессовый узел состоит из двух гидроцилиндров и плоской жесткой прессовой колодки. Применяются также прессовые колодки других конструкций: многоплунжерные, гидропневматические и др., отличительная особенность модельной оснастки данного метода - наличие в оснастке большого количества вент. После установки опоки с наполнительной рамкой и засыпкой смеси производится поджим оснастки к головке, т.е. полная и надежная герметизация, исключающая выброс воздуха и частичек смеси из оснастки. Затем, открытием кла-

пана в течение I = 0,2-0,3 е., производится впуск сжатого воздуха из ресивера в плоскость над смесью. Воздух, фильтруясь через смесь, уходит через венты в атмосферу. В результате сил фильтрации смесь двигается в направлении вент и уплотняется: чем ближе к модельной плите, тем плотнее смесь. После ухода воздуха в атмосферу производится допрессовка смеси (рис.7.1).

Поток сжатого воздуха, протекая через смесь по направлению к вентам, за счет сил трения увлекает ее частицы на своем пути. Создается направленный песчано-воздушный поток, обладающий отдельной энергией. Встречая на своем пути венты, воздух уходит через них, а твердая основа потока тормозится и уплотняется. Давление сжатого воздуха в ресивере, расположенном рядом с машиной, равно давлению цеховой магистрали, т.е. 0,6 МПа. В результате действия силового воздушного потока на смесь, форма уплотняется только частично. Для полной и технологически необходимой степени уплотнения смесь допрессовывается, давление допрессовки составляет 0,6 МПа. Такая комбинация силовых воздействий на смесь дает равномерное и качественное уплотнение формы.

Рассмотрим теоретические закономерности, характеризующие процесс уплотнения воздушным потоком.

Влияние потока воздуха, фильтрующегося через смесь, на процесс уплотнения без учета сил инерции определяется дифференциальным уравнением уплотнения формы в одномерной модели:

— = -(1 Р О"» (?л)

ау ау Г

где: £,/- коэффициенты бокового давления и трения соответственно; П, Б - периметр и площадь опоки; а - сжимающее напряжение в смеси; р - давление воздуха; гп - пористость смеси.

ш = 1 - 5 / 5СК, или т = у„ / усм, (7.2)

где: 5 - текущее значение плотности смеси; 5СК - плотность ее зерновой основы (скелета). Обычно принимают 5СК = 2540 кг/м3. ув, усм - объем воздуха в смеси и объем смеси соответственно.

Пористость рыхлой смеси при 5 = 1000 кг/м3, т = 0,6, а для уплотненной смеси 5 = 1650 1800 кг/м3 составляет ш = 0,35 + 0,29.

Первый член уравнения (7.1) характеризует влияние давления, второй - силы фильтрации, которые в данном случае зависят от пористости смеси т и от величины потерь давления Др воздуха на границе со смесью. Для того чтобы обеспечить плотность смеси в любом слое п по высоте опоки необходимо, чтобы потери давления q воздуха по высоте опоки от слоя к слою увеличивались, т.е.:

Ч\ = (А ~ Рг) или Яп = Рп~ Рп-1 ' (7-3)

где: р„ - давление воздуха в п-ом слое; р„.1 - давление в (п - 1) слое.

Величина потерь зависит от величины силы фильтрации. Фильтрация воздух; через смесь обеспечивается наличием вент в оснастке. Величина потерь давлени! q определяется уравнением Лейбензона:

р2 = р1-Ьр2(2-2)е-кр^т, (7.4)

, 6,740~3£И>3 ,

где: к = 3к„(т-у$)\кг,=--—; кл- коэффициент газопрони

* п (1 -т)2

цаемости смеси; рь р2 - давление воздуха на выходе и входе; Оср - средний раз мер частиц смеси; х = у\/у2 (0 < 2 < 1); уь у2 - длина пути фильтрации те кущая и общая. Из уравнения (7.4) видно, что величина потерь q равна:

д=Ар-г(2-г)е~кр^г . (7.5)

Для анализа процессов, происходящих при фильтрации воздуха через смесь представим выражение для силы фильтрации.

Сила межфазного трения между фильтрующимися газами и скелетом твердо! фазы пористого материала имеет вид:

Г о - „ЫЛ

(7.6)

Р=^

, Лрл£\й\ 1+ 1 '

, и т

к=,оп„ ...о ■ (7'7)

ч

где: (я - динамическая вязкость газа; О = — У2 - скорость газа относительш твердой фазы, считается ламинарным и составляет более 10 м/с; ^ - скорость га за; У2 ~ скорость слоя скелета; к - коэффициент проницаемости пористой смеси к - постоянная Форхгеймера.

62т3 180(1 -тУ где: 5 - характерный размер пор.

Связь между 5 и постоянной Форхгеймера ^.определяется зависимостью:

А = 0,012^/(1-«) (7.8)

Для описания реальных процессов фильтрации газов по порам формовочно) смеси эти формулы обычно уточняются на основе экспериментальных данных.

Если в соотношении (7.6) линейный член и является главным, то само соотно шение называется законом Дарси; если доминирует член, квадратичный по ско роста, то соотношение называется законом Форхгеймера.

Экспериментальные исследования процесса уплотнения воздушным потокоа заключались:

• В определении закономерностей изменения давления воздуха во времени в от дельно взятых слоях по высоте формы (рис.7.1);

• В определении суммарных потерь воздуха в отдельно взятых слоях по высоте формы (рис.7.2);

• В определении влияния площади вент на потери давления воздуха и его вели-

чины в ресивере (рис,7.3).

Рис. 7.1. Изменение давления воздуха в опоке по высоте во времени Методика эксперимента заключалась в том, что в опоке на равном расстоянии ю высоте устанавливались датчики давления. В смесь подавался воздух через громежуток 0,3 т 1,0 с порция воздуха давлением 0,58 0,6 МПа. Кривые изме-¡ения давления записывались на осциллографе (рис.7.1). Градиент давления из-1енялся от 0,2 до 1,5 МПа/с. После подъема давления от минимума до макси-1альной величины (от 0,13 МПа до 0,58 МПа) воздух еще в течение 1,5 - 2с лшьтруется через смесь. На рис.7.2 показано изменение давления и потерь в каждом слое. Как видно из рис.7.2 давление падает от слоя к слою, но величина по-ерь остается постоянной. Это подтверждается и из анализа формулы (7.4) и юрмулы (7.6).

В экспериментах также изменялась площадь вент и влияние вент на потери ;авления (рис.7.3). Установлено, что уплотняющее усилие определяется потерей ;авления воздуха минус потери на внутреннее трение: уменьшение площади про-одного сечения вент приводит к снижению усилия уплотнения. Из формулы 7.4) видно, что при любом давлении в ресивере потери давления больше при

большей площади вент. Потери давления в смеси зависят от площади проходного сечения вент и от давления воздуха. Уменьшение потерь давления в смеси, вследствие уменьшения количества вент приводит к снижению усилия уплотнения. Это происходит вследствие увеличения потерь давления в самих вентах, т.е. энергия сжатого воздуха расходуется на сопротивление проходного сечения вент меньшей площади. Поэтому требуется снижать потери в вентах. По мере усложнения моделей требуется увеличивать количество вент (рис.7.3).

О

— *АХ 16Г. 0 - 1 -/ 0 V Р т<? •о,, ¿/УЛ т/чл У1//? о; а; э.

II а 1

к 1 // 1 А II

/ J и / / // /

О^ 0,3 0,6-0,9

Рис.7.2. Падение давления сжатого возду- Рис. 7.3. Изменение потерь давления в зависи-ха по высоте опоки. мости от площади вент при различном давле-

нии.

Вывод такой: количество (площадь) вент следует увеличивать, а потери в вентах снижать. Оптимальная величина площади вент » 3 3,5 % от площади модельной плиты. Длительность подачи сжатого воздуха составляет 0,2 -г 0,3 с и зависит от радиуса поперечного сечения воздухопроводящей линии. Давление сжатого воздуха в магистрали рассчитано на 0,6 МПа. Колебание давления воздуха может составлять одну и более атмосфер, особенно в зимнее время. Чем выше давление воздуха, тем эффективнее процесс уплотнения смеси, поскольку сила фильтрации прямо пропорциональна давлению. Для того чтобы процесс уплотнения был стабильным, давление воздуха в ресивере за цикл не должно падать более чем на 0,04 + 0,05 МПа. Исходя из этого расчитывается площадь вент и давление прессования. Объем ресивера выбирается таким образом, чтобы давление в нем понизилось настолько, чтобы за время вспомогательных операций сс следующей полуформой оно восстановилось до исходного за счет пополнения и:

магистрали: чем больше объем, тем меньше перепад давления в ресивере. Обычно объем ресивера для полуформ площадью 0,5 + 1,0 м2 составляет 1 м3.

Таким образом, в отличие от воздушно-импульного процесса, где основным силовым уплотняющим фактором является большая сила инерции смеси, в процессе Seiatsu уплотняющим фактором являются силы фильтрации, которые зависят от давления воздуха и начальной плотности смеси. Усилие уплотнения смеси составляет потери давления в смеси минус потери на внутреннее трение.

8. Основы реологической концепции и принципов координированного управления процессом формообразования

Рассмотрим решение этого вопроса на примере работы импульсной формовочной машины.

Утверждается положение о том, что для данной смеси и для заданных габаритов опоки существует при уплотнении один единственный оптимальный режим импульсной формовочной машины, при котором с наименьшими затратами и более качественно будет уплотнена форма. Режим импульсной формовочной машины, как известно, характеризуется величиной градиента давления dp/dt. Выбор оптимального градиента давления теоретически основан на следующих предпосылках. Формовочная смесь при импульсном уплотнении представляет собой колебательную систему, имеющую период собственных колебаний, равный:

Т = 2л^М°/с , (8.1)

где: Мо -масса уплотняемого объема смеси; С - жесткость смеси, Н/м.

В этом случае воздействие волны давления сжатого воздуха на формовочную смесь для получения максимального эффекта уплотнения должно быть по длительности таким, чтобы возбудить в ней, как колебательной системе, собственные колебания. Поскольку движение слоев смеси при импульсном воздействии на нее волны давления происходит по синусоидальному закону и занимает всего четверть полного периода колебаний, то и взаимодействие со стороны волны давления должно совпадать по времени с одной четвертой периода собственных колебаний уплотняемого объема смеси («явление резонанса»).

Учитывая, что жесткость смеси:

C = K*S/H0, (8.2)

где: К0 - модуль упругости (модуль продольной деформации) уплотняемой смеси, МПа; 8 - площадь опоки в свету, м2; Н„ - высота слоя смеси перед уплотнением, м, то подставляя это выражение в уравнение (8.1) получим:

Т = 2л (83)

1 Ks

Исходя из указанных теоретических представлений, оптимальное значение градиента давления dp/dt от максимума давления волны р, используя зависимость (8.3), можно получить:

= IKoS

dt Т/4 к \M0HQ Выражение (8.4) показывает, что градиент давления dp/dt должен иметь определенное значение, зависящее от реологических параметров смеси, характеризуемых модулем упругости А^, от габаритов оснастки S и Но и от массы смеси Мо. Иными словами, каждой заданной смеси и заданным параметрам оснастки должен соответствовать свой, вполне определенный режим уплотнения, характеризуемый градиентом давления dp/dt и его максимальным значением р.

Величина р означает максимальное давление воздушной волны над смесью в период импульсного воздействия на нее и обычно равного или несколько меньше, чем давление воздуха в ресивере (0,5 + 0,6 МПа).

Экспериментальная проверка осуществлялась на опытно-промышленной импульсной формовочной установке в опоках размером 900 х 700 и высотой засыпки смеси 0,42 м. Давление над смесью в импульсной установке изменялось в пределах (dp/dt = 4,0 -г 23,9 МПа/с). Насыпная плотность смеси 50 = 917 кг/м3, модуль упругости Кд = 0,57 МПа, а масса смеси М0 = 242,6 кг. По формуле период колебаний равен:

I 242.6-0.42 V570000-0,63

и расчетный градиент давления dp/dt = 4P / Т = 10,2 МПа/с, который и является оптимальным при заданных параметрах смеси и оснастки, а также давлении р = 0,27 МПа. Результаты экспериментов представлены в таблице 8.1.

Таблица 8.1.

Максимум давления, МПа Градиент давления, МПа/с Твердость по ладу, Т, ед.

0,25 5,0 66

0,255 8,4 84

0,27 10,0 92

0,27 11,71 90

0,26 ■ 16,2 85

0,26 23,9 70

Из таблицы 8.1 видно, что максимальная твердость находится при значениях давления р = 0,27 МПа и dp/dt = 10,0 МПа/с, найденного расчетным путем.

На рис.8.1 представлены результаты экспериментов по импульсному уплотнению смеси, у которой модуль упругости варьировался в пределах Ка = 0,32 -г 1,45 МПа за счет изменения соотношения «глина - влага» при постоянных значениях других параметров (р=0,27 МПа; Б =0,63 м2; Н0= 0,42 м).

Из рис.8.1 видно, что при постоянном режиме и случайном выборе параметров смеси поверхностная твердость Т формы различна. Однако, существует определенное значение модуля упругости К*в = 0,6 МПа, при котором величина твердости максимальна.

На рис.8.2 представлены также результаты экспериментов, при которых варьировалась высота столба уплотняемой смеси в пределах Но = 0,1 -г- 0,52 м при по-

2 *

стоянных значениях других параметров (8 = 0,63 м ; р = 0,27 МПа; К0 =

0,57 МПа). Из рис.8.2 видно, что при постоянном режиме, но при различной высоте столба уплотняемой смеси результат уплотнения различный, но существует максимум твердости при Н0 = 0,45 м.

90 <РО 70

О

У

/ 4J \

1 Л N

N

Рис. 8.2. Зависимость твердости от высоты смеси.

Рис. 8.1. Зависимость твердости от модуля упругости.

Таким образом, проведенные теоретические и экспериментальные исследования показали, что для оптимизации процесса импульсного уплотнения градиент давления dp/dt и максимальное давление р следует подбирать по зависимости (8.4). Для процесса уплотнения газовым импульсом выбор оптимального режима также осуществляется по формуле (8.4).

Режим уплотнения высокоскоростным прессованием осуществляется по формуле:

du 2v I K*S dt

n \M0H0

(8.5)

Для прессово-ударного метода уплотнения:

с1о = 2о\Ж, (8.6

Л я \М0Н

где: У - в обоих случаях максимальная скорость при ударе колодки по смеси ш кома смеси об оснастку; К* - модуль упругости смеси, уплотненной до структу ной плотности; К - модуль упругости смеси, уплотненной на предварительнс этапе; Н - высота кома смеси, м.

9. Приборы для определения прочности формы на разрыв и ее упругости

Для контроля качества изготовляемых песчано-глинистых форм и оптимизащ технологии формообразования динамическими и импульсными процессами у лотнения были разработаны оригинальные приборы, методики и были проведен экспериментальные исследования.

Так предложены (на уровне патентов) способ и устройство для определен] прочности формы на растяжение [77,109]. В основу способа экспериментально: определения прочности формы на растяжение положена идея испытания прочн сти формы непосредственно в производственных условиях. Так на рис.9.1 пок зано устройство для определение прочности форм на растяжение. Работа это: прибора основана на том, что на модельную плиту внутрь опоки устанавливав гильзу. В гильзу устанавливается рабочая гильза, имеющая на внутренней п верхности кольцеобразные пазы для сцепления с формой. Наружная поверхнос внутренней гильзы граничит с конусообразной гильзой, служащей для снижен] внешнего трения рабочей гильзы. При вытягивании рабочей гильзы из форм: происходит отрыв болвана. Сила отрыва, а значит и искомое напряжение на ра тяжение формы обеспечивается силовым цилиндром по давлению воздуха на м нометре.

Для определения упругости формы (упругих деформаций) предложены спосс и устройство [81] (рис.9.2). Устройство состоит из рабочего наконечника 6 и ко; пуса 5. После уплотнения смеси подвижный наконечник 6 легко без трения дв] гается вверх. Для измерения упругой обратной деформации формы использует« датчик индуктивного типа. В экспериментах определялась зависимость упруп сти формы от способов уплотнения: высокоскоростное (ударное) прессовани статическое прессование, воздушно-импульсное уплотнение. Установлено, Ч1 для одной и той же смеси упругость форм разная: с повышением скорости д формации ее упругость снижается; чем выше влажность смеси, тем при проч! равных условиях упругие свойства повышаются. С повышением среднего но] мального напряжения упругие свойства формы возрастают.

Таким образом, предложенные приборы дают возможность для дальнейших исследований качественных показателей формы, получаемых уплотнением.

Рис. 9.1. Устройство для определения прочности формы на разрыв.

Выводы

1. В целях повышения качества песчано-глинистых форм и отливок, предложен; концепция о единстве взаимодействия составляющих технологического процесс; формообразования уплотнением «формовочная смесь - модельно-опочная осна стка - режим работы формовочной машины». Решение практических задач, свя занных с созданием новых и совершенствованием существующих динамически; и импульсных методов и процессов уплотнения, должно базироваться:

• на исследовании закономерностей деформирования формовочной смеси пр! высоких скоростях нагружения, как с учетом внешнего трения, так и без учета:

• на разработке рабочих процессов и процессов уплотнения наиболее известны: способов и конструкций формовочных машин;

• на разработке принципов построения автоматизированной системы контроля регулирования и управления процессом формообразования уплотнением с уче том свойств смеси и габаритов оснастки, с учетом требований качества, произ водительности и нормальных санитарно-гигиенических условий труда.

2. Экспериментально подтверждено, что формовочную песчано-глинистую смеа следует рассматривать с позиции уплотнения как упруго-вязко-пластическук квазидвухфазную систему с учетом сжимаемой внутрипоровой фазы. Показана что уплотнение формовочной песчано-глинистой смеси в опоке с моделью дина мическими, импульсными и комбинированными нагрузками является сложны* динамическим процессом, в результате которого непрерывно изменяются ее фи зико-механические и структурно-реологические свойства, зависящие от ее соста ва, величины и скорости приложения внешней нагрузки, от геометрии модельна оснастки, от давления внутрипоровой фазы, направления и характера движени фильтрационных потоков при ее уплотнении.

Предложены приборы и разработаны методики для экспериментальных иссле дований реологических параметров формовочных смесей. Установлено, что уп лотнение формы при динамических и импульсных методах определяется двум, основными факторами: величиной среднего нормального напряжения аСр и ин тенсивностью скоростей деформации: с увеличением стер снижается величина ] скорость деформации сдвига; при постоянной величине стер и с повышение! скорости деформации снижаются динамическая вязкость и коэффициент внут реннего трения.

3. Экспериментально установлено, что при постоянном среднем нормальном на пряжении с увеличением скорости скольжения смеси по оснастке для всех мате риалов моделей коэффициент внешнего трения снижается. С увеличением сред него нормального напряжения для любойчжорости скольжения и для всех мате риалов моделей коэффициент внешнего трения повышается. Установлено, чт повышение давления внутрипоровой фазы (без выхода воздуха в атмосферу снижает плотность, твердость и прочность формы. Направленное движени фильтрационных потоков воздуха через венты в модельной оснастке снижае

внешнее и внутреннее трение, повышает степень уплотнения смеси в примодель-ной области полуформы за счет влияния сил фильтрации.

4. Теоретическое обобщение экспериментальных закономерностей поведения формовочной смеси при высоких скоростях приложения нагрузки с позиции реологии позволило разработать новые динамические (ударные) методы уплотнения песчано-глинистых форм:

• Высокоскоростное (ударное) прессование (ВСП - процесс);

• Комбинированный прессово-ударный метод (ВСП - комби)

Исследован механизм уплотнения смеси в опоке с моделью для обоих способов. Установлено, что основными уплотняющими факторами процессов являются:

- при приложении нагрузки в смеси действуют высокие силы инерции, способствующие повышению степени равномерности уплотнения по высоте опоки;

- в результате ударной нагрузки возникает волновой колебательный процесс не только слоев, конгломератов, но и отдельных твердых частиц смеси, благодаря которому происходит снижение напряженного состояния в арках и зонах контакта частиц, что снижает внешнее и внутреннее трение, повышается боковое давление, что в итоге существенно, по сравнению со статическим прессованием и повышает качество уплотнения формы;

- при высокоскоростном нагружении в смеси имеет место повышение давления внутрипоровой фазы, что в отдельных случаях может привести к появлению трещин и расслоений в форме. При определенных условиях повышенное внутрипоровое давление может быть снижено, а образующиеся при этом фильтрационные потоки, двигаясь в направлении вент в оснастке, повышают качество уплотнения смеси в примодельной зоне.

5. Разработана методика и проведено математическое моделирование рабочего процесса и процессов уплотнения высокоскоростного (ударного) прессования и прессово-ударного метода. Созданы оригинальные стенды и методики экспериментальных исследований взаимного влияния конструктивно-технологических параметров машины и свойств смеси на качество уплотнения. В результате анализа и обобщения теоретических и экспериментальных исследований разработана инженерная методика проектирования рабочих органов формовочных машин ударного действия.

Установлены основные технологические параметры ВСП-процесса:

- скорость движения прессовой колодки при ударе V = 4+8 м/с.

- отношение массы колодки к массе смеси К = 2+3. Основные технологические параметры для ВСП-комби:

- скорость движения прессовой колодки с пакетом смеси 4+4,5 м/с.

- масса колодки вместе с подвижными частями привода должна быть минимальной, но достаточной с точки зрения их прочности.

I. Впервые обнаружен и экспериментально исследован упрочненный поверхностный слой песчано-глинистых форм, уплотненных высокоскоростными динамическими способами, предложен механизм его образования и метод управления им.

7. Разработана математическая модель рабочего процесса и процесса уплотнени воздушно-импульсного и газоимпульсного способов уплотнения формовочны песчано-глинистых форм. В результате ее решения, получены теоретические за кономерности влияния конструктивно-технологических факторов на рабочий ре жим формовочных машин импульсного уплотнения. Предложены способы ин тенсификации рабочих режимов импульсных методов уплотнения. Предложе! ряд конструкций машин импульсного уплотнения на уровне патентов. Создан! экспериментальные стенды как воздушно-импульсного, так и газоимпульсног уплотнения, оригинальные методики и проведены исследования по влиянию кон структивных параметров формовочной машины и оснастки на эффективность : качество уплотнения форм.

8. Экспериментально установлено, что качество песчано-глинистой формы, полу ченной уплотнением, зависит от оптимального соотношения системы «режим уп лотнения - реологические свойства формовочной смеси - объем технологически оснастки». Установлена аналитическая зависимость связи этих трех составляю щих оптимального процесса формообразования уплотнением, являющаяся база для построения АСУ ТП формообразования. Предложены способы регулирова ния технологическим процессом формообразования динамическими и импульс ными методами уплотнения.

9. Предложены оригинальные приборы и методики экспериментальных исследова ний упругих деформаций песчано-глинистых форм. Экспериментально установ лено, что упругие деформации формы зависят от характера прилагаемой нагруз ки, ее величины и скорости, реологических свойств смеси, от давления внутрипо ровой фазы, жесткости оснастки и частоты собственных колебаний уплотняемое объема. . 1

Динамические и импульсные процессы, разработанные в данной работе, прошл промышленную проверку и внедрены в промышленности (акты прилагаются). Эко номический эффект от внедрения новых процессов в сантехнической, угольной и ав томобильной промышленности по данным на 1991 г. составляет свыше 1 млн. руб лей.

Исследование, разработка и внедрение динамических и импульсных процессов и машин для уплотнения литейных форм позволяют, таким образом, решить крупную научную проблему в литейном производстве и имеет важное народно-хозяйственно! и социальное значение.

Основное содержание работы изложено в следующих публикациях:

Монографии, книги и брошюры:

1. Матвеенко И.В., Исагулов А.З., Дайкер A.A. Динамические и импульсные процессы и машины для уплотнения литейных форм. - Алматы: Гылым (Наука), 1998.-345с.

2. Егоров В.В., Исагулов А.З., Ботов А.П. Импульсная техника, технология и профессиональное образование в литейном производстве. - М.: Машиностроение, 1993.-271с.

3. Карпенко Е.М., Исагулов А.З., Егоров В.В., Шаяхметов Б.К. Литейное производство и рынок. - Алматы: Гылым (Наука), 1994.-271с.

4. Исагулов А.З., Егоров В.В., Дайкер A.A., Абдрахманов Е.С. Импульсные процессы и машины для изготовления литейных форм. - Алматы: Гылым (Наука), 1996.-270с.

5. Ботов А.П., Исагулов А.З., Егоров В.В. Опыт и перспективы импульсного уплотнения литейных форм. - M.: ВНИИЭСМ, 1990.-45с.

6. Исагулов А.З., Егоров В.В. Расчеты элементов литейной формы и процессов формообразования на ЭВМ. Учебное пособие. - Караганда, 1988.-79с.

7. Исагулов А.З., Егоров В.В. Проектирование технологического процесса изготовления отливки. Учебное пособие. - Караганда, 1991.-86с.

8. Манжурин И.П., Исагулов А.З., Кипнис Л.С. Элементы расчета на ПЭВМ параметров литейных машин и технологий. Учебное пособие. - Караганда, 1993.-88с.

9. Исагулов А.З., Егоров В.В., Кузембаев С.Б. Новые технологические процессы изготовления литейных форм. Учебное пособие. - Караганда, 1995.-9бс.

Научные статьи и тезисы на конференциях:

10. Исагулов А.З., Матвеенко И.В. Реологические исследования формовочных смесей // Автомобильная промышленность. - 1980, №10.

11. Исагулов А.З. Реологическое исследование холоднотвердеющих и жидкостекольных смесей. Сб. Технология, организация и механизация литейного производства. М., ЦНИИТЭИТЯЖМАШ. - №9-81-17,1981.

12. Исагулов А.З., Матвеенко И.В. Высокоскоростное уплотнение песчано-смоляных смесей. Сб. Технология и оборудование литейного производства. - М., ВНИИМаш. -Вып.11,1981.

13. Исагулов А.З. Формовочная машина высокоскоростного прессования литейных форм. Информационный листок КАЗНИИТИ, Карагандинский ЦНТИ. - Караганда,1981.

14. Исагулов А.З., Матвеенко И.В. Испытания формовочных смесей при динамическом нагружении. // Литейное производство. - 1981, №2.

15. Исагулов А.З., Матвеенко И.В. Изготовление форм отливок радиаторов методом высокоскоростного прессования. // Автомобильная промышленность. - 1981, №8.

16. Исагулов А.З., Матвеенко И.В., Илюхин В.Д. Уплотнение безопочных форм из жидкостекольных и холоднотвердеющих смесей скоростным прессованием. // Литейное производство. - 1981, № 11.

17. Исагулов А.З. Методика решения задач в теории уплотнения литейных форм. // Тезисы докладов Всесоюзного научно-технического совещания литейщиков Средней Азии и Казахстана. - Ташкент, 1981.

18. Исагулов А.З. Изготовление литейных форм высокоскоростным прессованием. // Тезисы докладов XXXI Всесоюзной научно-технической конференции литейщиков. -Барнаул, 1981.

19. Исагулов А.З. Динамический метод уплотнения формовочных смесей. Сб. Технология и организация угольного машиностроения. - М., ЦНИЭИуголь, 1982, №3.

20.

21.

22.

23.

24.

25.

26.

27.

28.

29.

30.

31,

32.

33,

34.

35.

36.

Исагулов А.З., Матвеенко И.В. Экономия формовочной смеси при уплотнении скорс стным прессованием. // Тезисы докладов второго Всесоюзного научно-техническог съезда литейщиков. - М., 1983.

Исагулов А.З. Вариационный метод решения задач в теории уплотнения форм. // С( Совершенствование технологических процессов получения сплавов и отливок. - Кг раганда, 1983.

Исагулов А.З. Методика теоретического анализа напряженно-деформированного сс стояния литейных форм при уплотнении. // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1983, №10.

Исагулов А.З., Матвеенко И.В. Исследование процесса низкоимпульсного формоос разования. // Тезисы докладов зональной научно-технической конференции. - Ан; ропов, 1984.

Матвеенко И.В., Исагулов А.З. Скоростное прессование литейных форм из песчанс смоляных смесей. // Автомобильная промышленность. - 1984, №6. Исагулов А.З. Экспериментальные исследования уплотнения формовочной смес воздушно-импульсным методом. Кн. Пути интенсификации технического перевос ружения литейного производства и задачи повышения качества и снижения металл! емкости. - Ташкент, 1984.

Исагулов А.З., Евстифеев Ю.А. Опыт применения импульсных методов уплотнен» формовочных смесей в литейном производстве. Сб. Современные методы изготов.т ния форм и стержней в литейном производстве. - М., МДНТП, 1985. Исагулов А.З. Исследование формообразования методом высокоскоростного пресс< вания. // Литейное производство. - 1985, №3.

Исагулов А.З. Импульсный метод изготовления литейных форм. // Тезисы докладов республиканской научно-технической конференции'^итейщиков. - Чебоксары,1986. Исагулов А.З., Егоров В.В. Выбор параметров формовочных машин и расчет литш ковых систем на ЭВМ. Сб. Применение ЭВМ для разработки технологических пр< цессов литья, проектирования оснастки и анализа качества отливок. - Андропо.

1987.

Исагулов А.З., Егоров В.В. Исследование импульсных способов уплотнения разовь: песчано-глинистых форм. Межвузовский сборник научных трудов. Технология, пр( изводство и обработка стали. - Алма-Ата, КазПТИ, 1987.

Исагулов А.З., Лозинский Г.В., Левинсон В.А. Производство литейных форм газ( импульсным методом. Сб. Промышленность санитарно-технического оборудовали - ВНИИЭСМ. Вып.5, - М„ 1988.

Исагулов А.З., Левинсон В.А., Манжурин И.П. Особенности технологии изготовл' ния литейных форм динамическими методами. Межвузовский сборник научных тр; дов. Экономия металла при конструировании и производстве отливок. - Пенза, Пе] зенский политехнический институт, 1988.

Исагулов А.З., Ботов А.П. Технологические особенности изготовления форм ради; торов газоимпульсным методом. Сб. научных трудов: Совершенствование техно® гических процессов литейно-металлургического производства. —Караганда, КПП

1988.

Исагулов А.З. Исследование импульсного метода уплотнения формовочных смесей. Известия ВУЗов. Черная металлургия. - 1988, №2.

Исагулов А.З. Моделирование литейных процессов на ЭВМ. Сб. Программные и ш паратные средства машинного моделирования. - МДНТП, М., 1988. Исагулов А.З., Левинсон В.А. Исследование импульсного процесса уплотнения л) тейных форм. Межвузовский сборник научных трудов. Литейное производство в а: томобилестроении. - М., МАСИ, 1990.

57. Исагулов А.З., Матвеенко И.В., Евстифеев Ю.А. Разработка и исследование процесса импульсного прессования литейных форм. // Тезисы докладов Всесоюзного научно-практического совещания «Теоретические и технологические аспекты создания и применения силовых импульсных систем». - Караганда, 1990.

!8. Исагулов А.З., Ботов А.П. Факторы, влияющие на эффективность газоимпульсной формовки. // Тезисы докладов межреспубликанской научной конференции «Охрана труда и прогрессивные техпроцессы в ЛП». - Чебоксары, 1990.

!9. Исагулов А.З., Евстифеев Ю.А., Кузембаев С.Б. Уплотнение формовочных смесей динамическими нагрузками. Межвузовский сборник научных трудов. Литейное производство в автомобилестроении. - М., МА СИ, 1990.

(0. Исагулов А.З., Егоров В.В., Мантрова Э.И. Расчет режимов импульсной технологии и элементов оснастки на ЭВМ. // Тезисы докладов зональной научно-технической конференции.-Ярославль, 1990.

Я. Исагулов А.З., Ботов А.П. Изготовление форм радиаторов импульсным методом. Сб. Интенсификация техпроцессов в ЛП. - Барнаул, Атгайский политехнический институт, 1990.

12. Исагулов А.З., Егоров В.В., Ботов А.П. Качество песчаных форм при импульсных процессах уплотнения. Сб. Тезисы докладов республиканской научно-технической конференции «Повышение технического уровня и совершенствование техпроцессов производства отливок». - Днепропетровск, 1990.

13. Исагулов А.З., Ботов А.П. Исследование импульсного процесса формообразования. Сборник научных трудов. Прогрессивные способы изготовления литейных форм и повышение качества отливок. - Караганда, КГГГИ, 1991.

14. Ботов А.П., Исагулов А.З., Матвеенко И.В. Оборудование и газодинамический процесс формообразования. // Тезисы докладов II Всесоюзной научно-технической конференции с участием иностранных специалистов. - Волгоград, 1991.

15. Исагулов А.З. Устройство для определения упругости смеси. Информационный листок КАЗГОСИНТИ Министер. науки и новых технологий PK. - Караганда, 1993.

16. Matveenko I., Isagulov А. Impulse Compaction of Sand Package with Mould Surface Strengthening II Foundry, Manag. And Technol, 1993, №11.

17. Ботов А.П., Исагулов А.З. и др. Импульсное уплотнение - экологически чистое формообразование. Сборник международной конференции литейщиков «Литейное производство и экология». - Минск, 1993.

18. Исагулов А.З., Ботов А.П. Особенности газоимпульсной формовки. Труды КарПТИ. Вопросы машиностроения. - Караганда, Выпуск 1, КарПТИ, 1993.

19. Матвеенко И.В., Исагулов А.З., Ботов А.П. О регулировании рабочего процесса газоимпульсной машины. //Литейное производство. - 1993, № 2-3.

50. Матвеенко И.В., Исагулов А.З. Исследование импульсных процессов формообразования. // Литейное производство. - 1993, № 10.

51. Исагулов А.З. Акустические колебания как фактор формовки. // Известия ВУЗов. Черная металлургия. - 1994, № 9.

>2. Матвеенко И.В., Исагулов А.З., Абдрахманов Е.С. Исследование процесса уплотнения смеси с эффектом поверхностного упрочнения форм. // Литейное производство. -1994, №7.

53. Исагулов А.З., Ботов А.П. Исследование процесса уплотнения формовочных смесей при газодинамическом нагружении. // Известия ВУЗов. Черная металлургия. - 1995, №1.

54. Ботов А.П., Исагулов А.З., Абдрахманов Е.С. Разработка и исследование способа уплотнения формовочных смесей импульсным прессованием. Сборник Российской научно-технической конференции «Теория и технология производства чугуна и стали». -Липецк, 1995.

55. Исагулов А.З., Лозинский Г.В., Балтаев Т.К. Процессы импульсного уплотнения ли тейных форм и выбор параметров формовочных машин. Сборник Российской научно технической конференции «Теория и технология производства чугуна и стали». -Липецк, 1995.

56. Исагулов А.З., Смолькин А.А. Современные процессы уплотнения сырых песчано глинистых форм. Сборник Международной научно-технической конференции «Про блемы комплексного развития регионов Казахстана». - Алма-Аты, 1996.

57. Исагулов А.З., Ларченко В.В. Автоматизация воздушно-импульсного процесса изго товления форм в металлургии. Сборник 2-го Международного симпозиума литейщи ков. —Санкт-Петербург, 1996.

58. Исагулов А.З., Абдрахманов Е.С. Двухстадийное уплотнение форм. Литейное произ водство. - 1996, № 8.

59. Исагулов А.З. Исследование импульсного метода уплотнения литейных форм. Трудь университета, вып. 1, Караганда, 1996.

60. Исагулов А.З. Анализ напряженно-деформированного состояния литейной формь при прессово-ударном уплотнении. Труды университета, вып.1, Караганда, 1996.

61. Исагулов А.З., Кузембаев С.Б. Расчет уплотнения литейной формы методом конеч них элементов. Труды университета, вып.4, Караганда, 1996.

62. Исагулов А.З. Изготовление литейных форм на автоматической импульсной машине Информ. листок КазгосИНТИ Мини стер, науки и новых технологий РК. - Караганда 1996.

63. Матвеенко И.В., Исагулов А.З., Кузембаев С.Б. Выбор параметров импульсной уста новки. // Литейное производство. - 1997, № 1.

64. Исагулов А.З. Новые технологические процессы изготовления литейных форм. Тру ды международной научной конференции «Научно-технический прогресс - основь развития рыночной экономики». - Караганда, 1997.

65. Исагулов А.З., Смолькин А.А. Разработка и внедрение воздушно-импульсного мето да. Научно-технический сборник «Новости науки Казахстана», 1997.

66. Исагулов А.З. Разработка и исследование пневмоимпульсного способа уплотнени; литейных форм. Труды КарГТУ, вып. 2, Караганда, 1997.

67. Исагулов А.З., Кузембаев С.Б. Рабочий процесс низкоимпульсной формовочной ма шины. Труды КарГТУ, вып. 2, Караганда, 1997.

68. Исагулов А.З., Дайкер А.А. Исследование процесса уплотнения формовочных смесе) при газодинамическом нагружении. Труды международной научной конференцш «Наука и образование - ведущий фактор стратегии «Казахстан - 2030»». - Караганда 1998.

69. Исагулов А.З. Приборы и устройства для определения технологических параметра импульсных процессов. Труды международной научной конференции «Наука и обра зование - ведущий фактор стратегии «Казахстан - 2030»». - Караганда, 1998.

70. Исагулов А.З. Расчеты на ПЭВМ параметров импульсных процессов и машин для из готовления литейных форм. // Автоматика и информатика. - 1998, № 1.

Авторские свидетельства, патенты:

71. Матвеенко И.В., Исагулов А.З. Способ получения двухслойных форм высокоскоростным прессованием. Авт. свид. № 818726. Бюл. изобр. № 13,1981.

72. Матвеенко И.В., Исагулов А.З. Способ получения литейных форм. Авт. свид. N 810360. Бюл. изобр. № 9,1981.

73. Матвеенко И.В., Исагулов А.З., Иванов Е.И. Способ изготовления крупногабаритны) литейных форм ударом. Авт. свид. № 816668. Бюл. изобр. № 12, 1981.

74. Матвеенко И.В., Исагулов А.З. Профильная колодка для высокоскоростного прессования литейных форм. Авт. свид. № 835603. Бюл. изобр. № 21,1981.

5. Матвеенко И.В., Исагулов А.З., Кузембаев С.Б. Импульсная головка для уплотнения литейных форм. Авт. свид. № 1390898 от 22.12.87 ДСП.

6. Исагулов А.З., Матвеенко И.В. Импульсная головка для уплотнения литейных форм. Авт. свид. № 1398223 от 22.01.88 ДСП.

7. Ботов А.П., Исагулов А.З., Матвеенко И.В. и др. Способ определения прочности формовочной смеси и устройство для его осуществления. Авт. свид. № 1438908. Бюл. изобр. № 43, 1988.

8. Исагулов А.З., Матвеенко И.В. и др. Устройство для уплотнения формовочной смеси. Авт. свид. № 1541877 от 08.10.89 ДСП.

5. Исагулов А.З., Матвеенко И.В., Егоров В.В. Способ изготовления литейных форм.

Авт. свид. № 1633596 от 08.11.90 ДСП. X Исагулов А.З., Ботов А.П., Егоров В.В. Устройство для уплотнения формовочной

смеси. Решение о выдаче патента № 4239233/3302 от 11.05.90, 1. Исагулов А.З., Шаяхметов и др. Способ определения упругости смеси и устройство

для его осуществления. Авт. свид. № 1838985 от 13.10.92 ДСП. I. Исагулов А.З., Матвеенко И.В., Егоров В.В. и др. Импульсная головка. Авт. свид.

№ 1838989 от 13.10.92 ДСП. 3. Ботов А.П., Исагулов А.З., Кузембаев С.Б. Импульсная головка. Патент № 1809954 от 10.10.92.

1. Ботов А.П., Исагулов А.З., Кузембаев С.Б. Импульсная головка. Авт. свид. №

1764777. Бюл. изобр. № 36, 1992. >. Исагулов А.З., Евстифеев Ю.А., Матвеенко И.В. Устройство для уплотнения литейных форм. Патент № 1793994. Бюл. изобр. № 5, 1993. ). Ботов А.П., Исагулов А.З., Матвеенко и др. И.В. Устройство для подачи газа к импульсной головке. Патент № 1801055. Бюл. изобр. № 9, 1993. 1. Исагулов А.З., Кузембаев С.Б., Ботов А.П. и др. Способ импульсного уплотнения

формовочной смеси. Патент № 1806035. Бюл. изобр. № 12, 1993. i. Матвеенко И.В., Исагулов А.З. и др. Способ газоимпульсной головки. Патент №

1802740. Бюл. изобр. № 10, 1993. ). Исагулов А.З., Ботов А.П. и др. Устройство для уплотнения формовочной смеси. Патент № 1838027. Бюл. изобр. № 32, 1993. ). Ботов А.П., Исагулов А.З., Кяпнис П.С. и др. Наполнительная рамка для изготовления литейных форм. Патент России № 2015797 от 15.07.94.

Исагулов А.З., Кипнис П.С. и др. Способ двустороннего уплотнения форм. Патент России № 2017563 от 15.08.94.

Ботов А.П., Исагулов А.З. и др. Устройство для уплотнения формовочной смеси. Патент России № 2025195 от 30.12.94. . Исагулов А.З., Ботов А.П. и др. Устройство для нижнего импульсного уплотнения

литейных форм. Патент России № 2043828 от 20.09.95. . Исагулов А.З., Ботов А.П. и др. Устройство для испытания формовочной смеси на трехосное сжатие. Патент Казахстана № 1374 от 15.12.94.

Исагулов А.З., Матвеенко И.В. и др. Способ определения прочности смеси. Патент Казахстана № 535 от 21.10.93.

Исагулов А.З., Кузембаев С.Б. и др. Устройство для нижнего импульсного уплотнения литейных форм. Решение о выдаче патента Казахстана № 931533.1 от 12.10.95. Исагулов А.З., Ботов А.П., Егоров В.В. и др. Импульсная головка. Патент Казахстана №448 от 05.12.94.

. Исагулов А.З., Матвеенко И.В. и др. Импульсная головка. Решение о выдаче патента

Казахстана № 931534.1 от 26.06.95. . Исагулов А.З., Матвеенко И.В. и др. Импульсная головка. Решение о выдаче патента Казахстана № 931532.1 от 31.07.95.

100. Кипнис Л.С., Исагулов А.З. и др.' Способ уплотнения литейных форм многоплунжер . ной прессовой головкой. Патент России № 2060855 от 27.05.96.

101. Исагулов А.З., Кузембаев С.Б. и др. Лопастной смеситель. Патент России № 206080 от 27.05.96.. -

102. Исагулов А.З., Матвеенко И.В. Импульсная головка. Решение о выдаче патента Pot сии № 93-044955/02 от 26.04.95.

103. Исагулов А.З., Матвеенко И.В. и др. Дозатор ленточный. Решение о выдаче патеш России № 9401584/02 от 19.07.95.

104. Исагулов А.З., Матвеенко И.В. и др. Импульсная головка. Решение о выдаче патеш России № 94-013581/02 от 18.04.94.

105. Исагулов А.З., Кузембаев С.Б. Импульсная головка. Решение о выдаче патента Poi сии № 94-013583/02 от 18.04.94.

106. Исагулов А.З., Матвеенко И.В. и др. Устройство для уплотнения литейных форм. Р шение о выдаче патента России № 94-013584/02 от 18.04.94.

107. Исагулов А.З., Матвеенко И.В., Ботов А.П. Способ газоимпульсной формовки. П тентКазахстана№ 2772 от 15.12.95.

108. Кипнис Л.С., Исагулов А.З. и др. Способ двустороннего уплотнения форм. Пате! Казахстана № 2406 от 15.09.95.

109. Матвеенко И.В., Исагулов А.З. и др. Способ определения прочности формовочж смеси и устройство для его осуществления. Патент Казахстана № 1171 от 15.09.94.

110. Исагулов А.З., Ботов А.П., Егоров В.В. и др. Способ изготовления литейных фор: Патент Казахстана № 1172 от 15.09.94. ;

111. Исагулов А.З., Ботов А.П. и др. Устройство для уплотнения формовочной смеси. П тент Казахстана № 2773 от 15.12.95.

112. Кипнис Л.С., Исагулов А.З. и др. Способ двухстороннего прессования и устройсп для его осуществления. Патент Казахстана № 3051 от 15.03.96.

113. Исагулов А.З., Кипнис Л.С., Кузембаев С.Б. Импульсная головка. Патент Казахста: №2990 от 15.03.96.

114. Исагулов А.З., Ботов А.П. и др. Способ импульсного уплотнения формовочной смес Патент Казахстана № 2771 от 15.12.95.

115. Ботов А.П., Исагулов А.З. и др. Устройство для подачи газа к импульсной голов! Патент Казахстана № 2408 от 15.09.95.

116. Исагулов А.З., Абдрахманов Е.С., Кузембаев С.Б. Способ изготовления литейш форм. Патент Казахстана № 3714 от 16.09.96.

117. Исагулов А.З., Кузембаев С.Б. и др. Импульсная головка. Патент Казахстана № 46 от 16.06.97.

118. Ботов А.П., Исагулов А.З., Егоров В.В. Импульсная головка. Патент Казахстана 2407 от 15.09.95.

119. Исагулов А.З., Абдрахманов Е.С. и др. Ударный пневмоцилиндр. Решение о выда патента Казахстана № 940390.1 от 18.01.96.

120. Ботов А.П., Матвеенко И.В., Исагулов А.З. Импульсная головка. Патент Росс; №2102181 от 20.01.98.