автореферат диссертации по металлургии, 05.16.04, диссертация на тему:Технологические основы получения чугунных заготовок методом непрерывного литья с дифференцированным теплоотводом

АКАДЕМИЯ НАУК УКРАИНСКОЙ ССР ИНСТИТУТ ПРОБЛЕМ ЛИТЬЯ

На правах рукописи ЖЕЛЬНИС Мечисловас Винцович

УДК 621.74.047

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПОЛУЧЕНИЯ ЧУГУННЫХ ЗАГОТОВОК МЕТОДОМ НЕПРЕРЫВНОГО ЛИТЬЯ С ДИФФЕРЕНЦИРОВАННЫМ ТЕПЛООТВОДОМ

Специальность 0.5.16.04 — Литейное производство

Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук в форме научного доклада

Шл^гОААЛ^ииА 4/* о /о*. 11

Киев, 1989

ш

Работа выполнена в Институте проблем литья АН УССР и Каунасском литейном заводе «Центролит».

Научный консультант

■— доктор технических наук, профессор ШУМИХИН в. с.

Официальные оппоненты:

— член-корреспондент АН БССР, доктор технических наук, профессор ВЕЙНИК А. И.,

— доктор технических наук, профессор ШАТАГИН О. А.,

— доктор технических наук, старший научный сотрудник ШЕВЧЕНКО А. И.

Ведущее предприятие:

— Научно-производственное объединение по технологии машиностроения. НПО ЦНИИМАШ

Направляем Вам на ознакомление автореферат диссертации в форме научного доклада канд. техн. наук Жельни-са М. В. на соискание ученой степени доктора технических наук. Просим принять участие в заседании специализированного совета или прислать авои отзывы (1 экз., заверенный гербовой печатью) по адресу: 252680 Киев, 142 ГСП, Вернадского, 34/1, ученому секретарю спецсовета.

Защита состоится «............»...................................................... 1990 г.

в........................часов на заседании специализированного совета

Д 016.20.01 в Институте проблем литья АН УССР.

С диссертацией в форме научного доклада можно ознакомиться в библиотеке Института проблем литья АН УССР.

Автореферат разослан «............»................................................1990 г.

Ученый секретарь специализированного совета, кандидат технических наук

Е. Г. АФТАНДИЛЯНЦ

Общая характеристика работы

Актуальность проблемы. Научно-технический прогресс в машиностроении тесно связан с развитием специальных способов литья, позволяющих получить заготовки высокой точности, с минимальными припусками и высокими служебными свойствами. Непрерывное литье обеспечивает получение высококачественных заготовок при высокой производительности технологического процесса и его эффективности: ликвидируется ряд этапов обычной технологий, связанных о приготовление« форм и стержней, обрубкой и очистг.ой отливок, резко снижаются удельные капитальные вложения, затраты на содерхание и эксплуатацию оборудования, повышается выход годного до 90-95 снижается брак. Непрерывное литье является экономически рентабельным и экологически чиста методом получения заготовок.

Для создания прогрессивной технологии и оснастки линий непрерывного литья требуется: 'изучить геплофизичвскио процессы затвердевания фасонных заготовок в сборных кристаллизаторах разработать принципиально новый метод дифференцированного теплоот-вода от затвердевающей заготовки и создать ваучнуа базу для проектирования оснастки линий непрерывного литья и технологических ренинов получения чугунных заготово;.

Сложной и актуальной проблемой технологии непрерывного литья является получение из высококачественный чугунов фасонных заготовок широко!! номенклатуры. Актуальность проблемы подтверадает-оя тем, что в течение ряда лат она решалась в соответствии с координационными планамиТКЩ и АН СССР по проблемам 016.01 и 2.25.1.5. Решение научно-технической проблемы получения фасонных заготовок из высококачественных марок чугуна методом непрерывного литья имеет большое народнохозяйственное значение, позволяет получить большую экономию металла как в сфере производства, так и при изготовлении технологического оборудования, существенно повышает эксплуатационные характеристики металла и надежность деталей машин.

Цель работы. Анализ и теоретическое обобщение закономерностей формирования непрэрывнолитых заготовок, разработка технологических процессов и оборудования для получения фасонных заготовок из высококачественного чугуна индукционной плавки.

Задачи исследования:

1. Обоснование и разработка рациональной схемы неплоотвода 01 затвердевающего металла при непрерывной литье заготовок сложной формы и создание на базе нового принципа теплоогвода технологии и оборудования высокопроизводительных линий непрерывного литья.

2. Исследование геплофизических условий затвердевания непрерывно-литых заготовок в сборкых кристаллизаторах для разработки конструкции кристаллизаторов дифференцированным теплоот-зодом.

8. Разработка инженерных методов'расчета оптимальных технологических параметров литья /температуры расплава, скорости кристаллизации и вытягивания заготовки, продолжительности выдержки и др./ в зависимости от организации тешюотвода.

4. Разработка методов регулирования теплообмена в кристаллизаторах для выравнивания скорости затвердевания металла и обеспечения одинаковой толщины затвердевшего слоя заготовки на выходе из кристаллизатора по периметру поперечного сечения фа-оонной заготовки.

5. Исследовать влияние технологических, конструктивных и геплофизических параметров на положение фронта затвердевания по длине кристаллизатора.

6. Оптимизация тепловых режимов непрерывного литья заготовок,

7. Исследование структуры и свойств заготовок из высококачественных марок чугуна индукционной плавки.

Достоверное!)» научных положений, выводов и рекомендаций подтверждается их соответствием о основными закономерностями теории литейных процессов, прямыми экспериментальными исследованиями, выполненными с применением современной:аппаратуры, а также результатами практической реализации научных разработок.

Научная новизна оосюит ? проведении обстоятельного анализа взаимосвязи интенсивности теплоотвода, температурой и скорость» кристаллизации сплава и создания нового эффективного направления в технике дифференцированного хеплоотвода от затвердевающих заготовок сложного сечения. Теоретически обоснованы и экспериментально докаваны преимущества атого принципа. На основе 8тих исследований создан ряд новых конструкций кристаллизаторов, обеспечивающих равномерную кристаллизацию сплава до" периметру

" - î-

заготоБки. Разработаны требования и созданы инженерные методы расчете основных технологических родимою непрерывного литья.

П^мтическая_ценность работы заключается в разработке новых технологических процессов получения фасонных: заготоюк, способов расчета и проектирован:-" кристаллизаторов и оснастки, позволяющих увеличить производителе юсть процесса непрорывного литья в .¿-3 раза и впервые получить фасонные заготовки широкой номенклатуры из высококачественных марок чугуна индукционной плавки.

Разработаны методики расчета кристаллизаторов на ЭВМ, построены номограммы для определения теплофизических и технологических параметров литья применительно к методу непрерывного литья. Разработана оптимальная технология получения высококачественных чугунов в индукционных печах, в том числе высокопрочного.

Реализация_в_п2омыщленности. Разработаны и утверждены Мин-станкопромом СССР в качестве руководящих технических материалов для предприятий отрасли ряд инструкций по технологии непрерывного литья и новым конструкциям кристаллизаторов.

Разработанные с участием автора PÏM, ОТО и технологические инструкции широко используется на многих заводах страны. Опыт Каунасского завода "Центролит" по технологии непрерывного литья и индукционной плавка передан более чем 100 заводам страны.

Экономический эффект б народном хозяйство от внедрения результатов научно-исследовательской работы составляет 13,5 млн. рублей в год, в том числе долевое участие автора - около 2,5 млн. рублей. !

Работы по индукционной плавке чугуна и непрерывному литью фасонных заготовок, выполненные с участием автора, удостоены премий CiVÎ 'СССР в I2t4 и I9t5 годах.

J^aятся следующие научные положения:

- рациональные схемы дифференцированного теплоотвода от затвердевающего металла при непрерывном литье заготовок сложного профиля;

- создание на базе нового принципа теплоотвода технологии и кристаллизаторов для высокопроизводительных линий непрерывного литья;

- разработка инженерных методов расчета оптимальных технологических параметров литья;

- ч-

- методы регулирования теплообмена в кристаллизаторах для выравнивания скорости затвердевания металла и обеспечения одинаковой толщины затвердевшего слоя заготовки на выходе из кристаллизатора по периметру сечения фасонной заготовки;

- количественные значения коэффициентов теплопередачи в поперечном и продольном сечениях кристаллизаторов различной конструкции с учетом величины газовых зазоров, свойств легкоплавких прослоек, вставок и т.д.

Публикации. По теме диссертации имеется 3 монографии, 30 статей в научно-технических журналах и сборниках и 44 авторских свидетельств.

Апробауия_работы. Материалы научного доклада доложены и обсуждены ва:

1. ХХУ Всесоюзной научно-технической конференции литейщиков (г.Москва, 1971).

2. Всесоюзном семинаре "Опыт эксплуатации индукционных печей и миксеров для плавки и горячей выдержки чугуна" (г.Москва, 1971).

3. Всесоюзном научно-техническом семинаре "Плавка чугуна в иццукционных печах" (г.Запорожье, 1576).

4. Республиканской конференции литейщиков (г.Чебоксары,

1964).

5. Втором Всесоюзном научно-техническом съезде литейщиков (г.Ленинград, 1963).

6. УП Всесоюзной конференции "Новые высокопроизводительные технологические процессы, высококачественные сплавы и оборудование в литейном производстве" (г.Каунас, 1966).

7. Результаты работы докладывались на различных республиканских научно-технических конференциях и семинарах в Литовской ССР (г.Вильнюс, г.Каунас, 1967-1973 гг., 1977-1963 гг., 19661969 гг.).

- 5~-

Соде ржание работы

1. Особенности формирования горизонтального непрерывного литья фасонных заготовок.

Расчеты но кинетике затвердевания машшюстролтелышх заготовок сложного сечения, получаемых методой горизонтального непрерывного литья, мо. ю привести к расчету несложных поперечных сечений относительно оси кристаллизатора. Наиболее приемлемым является численный расчет заготовок сложных сечений, имеющих развитые многоугольную и криволинейную конфигурации, который проводится с использованием метода конечных элеиентов.

Логичный является расчленение сечения заготовки .на отдельные простые элементы: круг, квадрат, прямоугольник и т.п., причем в условиях непрерывного литья особенностью является то, что необходимо рассчитать но полное время затвердевания отливки, а время образования затвердевшего слоя по всему периметру заготовки, достаточной толщины для обеспечения прочности этого слоя при ее вытягивании. При этом условии взаимный влиянием на теплоотвод отдельных элеиентов заготовки мокно пренебречь, а результаты независимого расчета соседних уэлов доляны быть согласованы на границах расчленения.

3 уравнениях, связывающих время затвердевания и расположение фронта кристаллизации, используют обычно коэффициент теплопередачи мевду отливкой и охлаждающей средой через многослойный кристаллизатор и газовый зазор. Процеос затвердевания подчиняется обычно законам ньютоновского охлаждения, когда скорость охлаждения обратно пропорциональна толщине затвердевшего слоя. При разовом переходе энтальпия расплава меняется на величину, пропорциональную произведении теплоты кристаллизации на массу образовавшейся твердой фазы.

При, таком подходе к рассмотрению процесса затвердевания появляются возможности проведения инженерных расчетов с использованием экспериментально определяемых значений коэффициентов теплопередачи и других параметров литЬя. При проведении таких расчетов необходимо презде всего определить следующие исходные данные.

Теплосодержание сплавов в зависимости дг химического состава и температуры нагрева имеет довольно сложную зависимость» Для многокомпонентных железоуглеродистых сплавов систематнчес-

кие экспериментальные сведения по термодинамике образования сплавов полечены только в последнее время в Институте проблем литья АН УССР.

2. Теплота кристаллизации сплавов изменяется в зависимости от химического и фазового состава. Часто принимают для литейных сплавов значение теплоты кристаллизации как постоянную величину для виех чугунов. Однако известно, что для серого чугуна теплота кристаллизации на 20-30 кДж/кг больше, чем для высокопрочного чугуна такого ае состава, а наличие в структуре цементита приводит к значительному снижению теплоты кристаллизации, Модифицирование железоуглеродистых расплавов такие существенно изменяет термокинотические параметры кристаллизации чугуна и т.д.

3. Коэффициенты теплопередачи от затвердевающей отливки к охлаждающей среде во многой зависят от конструкции кристаллизаторов н долкни быть экспериментально определены с тем чтобы применяя ту или инуа конструкции кристаллизатора в зоне отдельного элемента заготовки, целенаправленно изменять теплопередачу и добиваться равномерной толщины кр.ючки по периметру кристаллизатора. Как правило, удается изменять коэффициент теплопередачи от 400 до 1500 Вт/ , при этом изменяется в несколько раз скорость затвердевания на отдельных участках заготовки,

4. Высокотемпературная прочность железоуглеродистых сплавов нелинейно зависит от температуры, значительно изменяется

. такяе в вавиблмости от составов чугуна и первичной структуры. Систематизированных данных по прочностным характеристикам в зона теиператур, близких к солидусу, для многокомпонентных питейных сплавов имеются только для сталей.

5. Усилия вытягивания заготовки прежде всего зависят от ее приведенного размера и конфигурации. При наличии в кристаллизаторе выступов, дорна, охватываемых затвердевающей заготовкой, усилия зажатия заготовки в кристаллизаторе трудно прогнозируемы и определяются линейной усадкой металла заготовки в згой зоне. Именно трудность определения усилий зажима заготовкой выступающих частей кристаллизатора, трудность регулирования этого процесса приводит к случаям резкого увеличения уровня напряжений в затвердевающем слое, усилий вытягивания и обрывов заготовки.

- 76. Толщина затвердевшего слоя по периметру поперечного сечения заготовки должна быть одинакова на выходе из кристаллизатора и определяться по величине напряжений в заготовке, возникающих под действием металлосгатического напора и усилия вытягивания.

7. Положение фронта кристаллизации и глубина лунки аидкого металла зависит от вел. чины поперечного сечения и интенсивности вторичного охлаздения заготовки.

Технологическая схема установки горизонтального непрерывного литья приведена на рис.1. 11иеет следующие основные узлы: металлоприеиник - I, кристаллизатор - 2, вторичное охлаждение

- 3 и привод -' 4. i .

^ Схема устанс^ки непрерывного литья.

Рис. I.

Н - металлостатический напор, I. вст. - длина графитовой вставки, и кр. - длина графитовой вставки на которой формируется заготовка, Ьох. - длина охлаздаеиой части кристаллизатора, I- - расстояние до начала фронта кристаллизации, Ь I - расстояние от начала фронта кристаллизации до охлаадавщей рубашки, 1,2 - длина неохлаздающей части графитовой вставки, 1,3- расстояние от кристаллизатора до начала вторичного охлаждения, 1.4 -длина эоны вторичного охлаздения, Хгр. - толщина графитовой вставки, Х| - толщина стенки охлаздающего корпуса, £ - толщина затвердевшего слоя при выходе из Кристаллизатора.

Дифференцированный теплоогвод осуществляется в сборном

-я -

Сбсрнгя хр::ста.:.»яза?ор*.: с ди^е¡:е¡-ц;:Р:гаишг. тепло отводом.

Рис. 2.

а) 1 - затгердеэеий сло.1, 2 - графитовая вставка, 3 - газос^ зизор, ч - те;испроБс ,ная прослойка ;

- - ^¿•.«оирс'тодаая прослойка, 2 - легксплаигйЗ металл, • '■> - совд:нш !.•:«:.! канал.

- ') -

кристаллизаторе, состоящем на графитовой формообразующей вставки и металлического водоохландаеаого корпуса /рис.2/. Для регулирования теплового потока ог аидкого чугуна к охлавдавдей воде применялись прокладки и обмазки мекду вставкой и корпусом из материалов с различными теплофизичесними свойства;!», а также искусстенно выполненные газовые вазоры.

Существует линейная связь извду приведенной толщиной заготовки, иеталлостатическиа напором н толд'.шой затвердевшего слоя на выходе заготовки из кристаллизатора ¿> = /Сйкр,н). На основании экспериментальных исоладована.1 построен график /рис.3/ но которому определяется необходимая толщина затвердевшего слоя заготовки на выходе из кристаллизатора, обеспечивающая необходимую прочность заготовки, стабильность конфигурации и отсутствие разрывов. График построен для следующих пределов изменения параметров: Я ко. = 0,005 - 0,050 и ; Н = 0,2 - 1,0 и ; <§ = = 0,002 - 0,020 „и

Зависимость толшкни затвердевшего слоя от приведенной толсшш заготовки и кеталлостатического напора.

I

МП 15

а 9 6

5 <5 25 35 <| 5

Рис. 3.

- 402. Аналив теплофизических .условий затвердевания фасонных заготовок

Для определения полоневия фронта кристаллизации, температуры жидкого расплава в кристаллизаторе, коэффициента теплопередачи от расплава к фронту кристаллизации, начальной скорости затвердевания сплава в наружных, внутренних рйбрах и плоских стенках заготовки, а такде для расчета режимов вторичного охлаждения и теплового режима ыеталлоприеыника в работе использован метод теплового баланса процесса непрерывного литья.

Полученные из рассиогрения теплового баланса работы кристаллизатора, результирующие уравнения для расчета толщины затвердевшего слоя от времени на плоской стенке и в углах, имеют следующий вид: * t*

ШВ+Э + йЬ-Ш2^^]; 2.1.

• I Гч ^ № 2КМ ^ 2KMC-I J_ +

А^рпДГкр-Тс) 2.3. Ъ*ГгС(Ър-Тс) 2.4.

2.5. Э = РГС 2.6

-

Е 2.7. К = ^гр-Ткр 2.8.

Мгр • кр

J_

Jf " • . г. -

2.9. • ; АУ=~7 2.Ю.

2

L„ =-§- 2.II. M-FfC(^-x) 2.12.

2.13.

- -л -

где Ткр - температура кристаллизации; Тс - температура среды; Г - площадь поверхности геплоотвода в окружающую среду; ¡С - плотность сплава; £ - теплоемкость; & - масса жидкого сплава; ¿Я - удельная теплота кристаллизации; ^ - толщина твердой корки, и ; <Л. - коэффициент теплопроводности; л -показатели степени функции, описынакицеЛ температурное поле затвердевшего слоя заготовки; г - радиус закругления угла заготовки, м; t^ - время начала кристаллизации чугуна в кристаллизаторе, о; об - коэффициент теплопередачи, Вт/м^.к.

На основе приведенных выше зависимостей составлена программа расчета на ЗВ.И основных параметров процесса: времени затвердевания в зависимости от интенсивности геплоотвода при заданной толщине затвердевшего слоя, скорости затвердевания при заданной интенсивности геплоотвода и т.п. Эти зависимости могут быть представлены в критериальное взде; так относительная толщина эа-твердезшго слоя выражается через критерии Био и Фурье, а также температуру заливки:

-К^.Ъ.ту«.) .

где л V О-" ^кр

А -

а - коэффициент температуропроводности 8агвордевающего слоя заготовки.

По результатам расчетов построена номограмма для определения относительно;! толлнна затвердевшего слоя /рис.4/.

Некогда/до &ял определения относительной толщины

В номограмме любая из переменных &i , Fo или S' может быть искоиой. Время пребывания заготовки в кристаллизаторе в за висиаости от рекимов литья определится следующим выражением:

2.15.

vnp

- время

linp 4 ' ^лр где: Leu - длива охлаадаеиой части кристаллизатора; росгь движения слитка; tocr - врзмя паузы; V,

тяжки.

Построена номограмма /рис.5/,

Номограмма для определения критериев Био и Фурье.

- ско-про-

«оз

Л-

W-

5-3

Улю/г/с

0,1

№5-

0Ш-*

т Ьй

Vne,M£ г о,oof

I Й.007

L0.O2

^-0,03 1 0,115

Рис. 5.

Номограмма связывает коэффициент теплопередачи, приведенную толщину заготовки, время пребывания заготовки в кристаллизаторе, критерий Фурье и критерий Био. По этим номограммам можно определить основные параметры процесса непрерывного литья чугунных заготовок. Их моано применять для определения влияния отдельных параметров на процесс литья, например, определить толщину затвердевшего слоя заготовок на выходе из кристаллизатора при различных комбинациях заданных и конструкционных факторов или наоборот, определить оптимальную комбинацию технологических и теплофизических параметров для получения заданной толщины ватвердевшего слоя заготовок на выходе из кристаллизатора.

Для определения параметров литья фасонных, заготовок необходимо разделить поперечное сечение заготовки на элементы, которые имеот определенную приведенную толщину -*Кпр . Элемент с . максимальной приведенной толщиной йпр принимается базовым,

- п-

задается его интенсивность охлаадения я по номограммам определяются технологические параметры. Для других элементов заготовки интенсивность охлаадения и другие параметры определяются из условия обеспечения одинаковой толщины затвердевшего слоя заготовки по всему периметру, при этом взаимным влиянием элементов на этом этапе пренебрегаем, исходя из следующего.

¿ели разбить заготовку сложной конфигурации на отдельные элементы простых форм /круг, квадрат, пластина/, то можно записать, что общий объем анализируемой заготовки V= ¡L Vi • а теплосодержание, внесенное в кристаллизатор такой заготовки

Принимая один из элементов за основной, моием представить теплосодержание при допущении равенства температур и cociaBa металла в отдельных элементах следующим выражением:

e = eLtj+z Т7- ) 2.16.

<_■< VOCH

Взаимное влияние отдельных элементов заготовки моано представить выражением:

©t.* Bjp*- Ъп.- t*p 2.17.

где Д - коэффициент теплопроводности заготовок в интервале температур, присущих рассматриваемым элементам; Fin. - общее для двух элементов сечение; tKp - время затвердевания до выхода заготовки из кристаллизатора.

Приведенные в работе экспериментальные измерения распределения температур показывают, что взаимное влияние отдельных элементов до полного затвердевания одного из них незначительно, что связано с болыаим коэффициентом теплопередачи в яидком металле, неболылоИ разницей Tl -Т«, и малым временем ^кр Взаимное влияние становится существенным только.после затвердевания одного из контактирующих элементов при ускоренном его охлаждении.

3. Взаимосвязь технологических и теплофизических параметров литья

Установлено, что изменение интенсивности охлаадения заготовки существенно влияет на процесс затвердевания и температуру поверхности заготовки /рис.6/.

- Ш-

Зависимость толщины затвердевшего слон ), температуры поверхности (Г0„Л и скорости затвердевания (^Кр) от времени пребывания отливки в кристаллизаторе.

и»йТ,к им. '

М

Щ

№

О J и.

(300

10Ш

а Пар'25ни Тюл -- 150ОК

ТоГ

1

/ и«р

5 к по » 25 «к ТЧсм» КООК

V ТсГ

\ —ч.

V К

>

/

¥

цв-

да

(ООО

800

л ад со ¿,с о га ю 60

6 Кпр » £0ян Ткц_= <500 К

V Тог V

X Ь

V / и

> <>J

/ ом.

г Йпр г 50 им 1т1а» = 4600 к

. те!

\

> /

1лр

Рис. >6.

Тейпе рагу ра поверхности заготовки в кристаллизаторе за первые 10-20 с резко падает, дальше при выходе из кристаллизатора плавно поднимается. В начале кристаллизатора формирование заготовки происходит при интенсивной охлаждении, что и определяет быстрое падение температуры. Затем толщина затвердевшего слоя увеличивается, а тепловой поток уменьшается, стабилизируется температура заготовки. Скорость затвердевания в кристаллизаторе зависит от интенсивности охлаждения и толщины затвердевшего слоя. С начала затвердевания до 15 секунд формирования заготовки скорость затвердевания резко падает, затем плавно снижается и стабилизируется в пределах 0,20-0,40 и/с. Установлено, что при увеличении температуры кидкого металла в металлоприем-нике толщина затвердевшего слоя уменьшается и температура заготовки увеличивается, что приводит к уменьшений скорости литья. Определено, что увеличение температуры на 100 К приводит к снижению скорости затвердевания на 40-60 Экспериментально установлены зависимости температуры металла в металлоприемнике,

температуры заготовка на выходе из кристаллизатора, кристаллизации, скорости кристаллизации и скорости приведенной млдиин заготовки /рис.7/.

Зависимость Тм , Т0тл. , tKp , LL^ , V^,, приведенной толщины заготовки R Пр.

tup Хт

ИПЛ.' •__ С К

врзиеии литья от

, от

%

кн/с

10

8

6 k

flfi

т 0,2 0J

/550

№

60«

20 а

<210 1190 ШО <150

Рис. 7.

При увеличении приведенной толщины заготовки цоаег быть снижена температура кидкого расплава в цегаллоприемншсе, теипэ-ратура заготовки в кристаллизаторе, уменьшается скорость литья, а время затвердевания увеличивается.

Установив связи иежду средней скоростью затвердевания в кристаллизаторе И«р , скоростью прогяккн V/пр в течение одного цикла и средне;'; скоростыа вытягивания заготовки \fnrn Время затвердевания заготовки в кристаллизаторе можно представить в виде:

3.1.

tKp =

ац t4

где /гц - количество отдельных циклов вытягивания на длине, равной оглаадаеыой части кристаллизатора; ^ц _ время одного цикла вытягивания.

Соотношения для отдельных скоростей процесса иогуг быть записаны в виде:

Угр*

^Г^ » ш и >

Время одного цикла равно:

^ "Ьост + ^рр

_и t

пр

3.2.

3.3.

Длина кристаллизатора, па котором формируется заготовка, равна: Цр = п.ц-/,ц Ь.4.

Отметим, что для отдельных узлов заготовки Ькр > Ьох при завышенной сС и < - при заниженном относитель-

но средней величины коэффициента теплопередачи /здесь Ьох -длина охлавдаемой части кристаллизатора/.

Исходя из приведенных выше соотношений, получаем ряд выражений для средней скорости вытягивания заготовок в зависимости от теплофизических и технологических параметров:

I _ Пц • 1,ц- ^ОХ • ^КР _ Чтр ' ЪПр _

Ьпт= | ~ ^ ~ ~

гое

.Из этого выражения следует, что скорость непрерывного литья зависит от скорости протяжки и соотношения . С увеличением этого соотношения скорость непрерывного литья уменьшается, а с его уменьиениеы - увеличивается.

Если изменить Ьост и ЬПр пропорционально, то при постоянной скорости протядки средняя скорость литья не иэиенигся.

Для облегчения оценки влияния технологических параметров на процесс литья и определения времени пребывания заготовки в кристаллизатора построена номограмма /рис.8/.

Номограмма для определения времени пребывания заготовки в кристаллизаторе.

г ш

т :

т. 50;

0,5 1

----2<Г

V

<0 ;

ой* 5 •

Ц005 -

2-

4 -

Рис. 8. для вависииостеч:

где Упт = Lкp//tкp .

ос г / £Пр

Чпт)

3.6.

Предали изменения переменных следующие: 5 4 tЛ•p 4 с; 0,1 £ ¿с 0,5 м; 0,003 4 Упт 4 0,04 м/с;'

0,4 4 Ьосг / Ьпр ^ 3; 0, 0и5 ^ Упр 4 0,05 а/с.

По номограмме, имея скорость протяжки и длину кристаллизатора, задаваясь отношением tocт/tKp находи«►средною скорость литья и время пребывания заготовки в кристаллизаторе.

Коэффициент теплопередачи для различных конструкций кристаллизаторов определяется экспериментально и рассчитывается по уравнению:

НТотл-Тс) зл-

где С& - удельная теплоемкость воды; ¿?а - массовый расход воды; Тд , Тд - температура воды на входе и выходе из охлаждающего корпуса; Т0тл - темпе ¡о тура поверхности заготовки.

Экспериментально установлено, что увеличение времени Ьпр и скорости Мпр протяжки, температуры Тзад жидкого чугуна в -.¡еталлопривмчике, толщины стенки заготовки , охлаздающего корпуса , гранитового вкладыиа Хгр , газового зазора

мовду кодухом и вкладышем, длины не охлаждаемой части графитовой вставки Ь2 , и площади поперечного сечения заготовки увеличивают длину зоны кристаллизатора Ц , в которой металл еще'не затвердел. Увеличение времени остановки ^ст , теплопроводности газо^го зазора Лцэ , матвриача стенки корпуса Аг, гранита Лгр , температуры кристаллизации чугуна Ткр и коэффициента те1шонередачи к охлаждающей воде уменьшает Ц . С увеличением длины неохладдаемол части графитовой вставки , радиуса закругления углов г , Хзаз , , Хгр .Хост, ТКр , Агр I г " начальная скорость затвердевания умень-

шается. Повышает Ин увеличение Хпр , Тзад , Упр , , ¥ , . -Аздэ .

Установлено, что время и скорость протякки наиболее эффективно влияет на увеличение зоны начальной кристаллизации расплава в кристаллизаторе. Увеличение продолжительности остановки при постоянных значениях времени и скорости протяжки уменьшает величину и . Увеличение температуры жидкого расплава в метал-лоприемнике вначале резко увеличивает оС , а в дальнейшем увеличение становится незначительным, в связи с тем, что фронт кристаллизации перемещается к водоохлаздаемой рубай;-:е. В этой

- IS-

вова интенсивность отвода тепла значительно больше, поэтому и продвижение фронта начала кристаллизации с увеличением температуры расплава становится незначительным. По составу и начальной скорости затвердевания металла в поверхностном слое заготовки можно прогнозировать структуру чугуна в этом слое, а также mosho судить о производительности процесса непрерывного литья. Установлено, что увеличение времени протяжки способствует увеличению теплоотвода от жидкого расплава в кристаллизаторе и увеличивает начальную скорость затвердевания во всех участках заготовок сложного профиля. Показано, что скорость затвердевания в наружных углах в 1,7 -2,0 раза больше, а во внутренних на 30 $ меньше, чем на базовой плоскости. Полученные'.зависимости позволяют проанализировать рении вытягивания конкретной заготовки в зависимости от ее геометрических параметров, состава чугуна, конструктивных особенностей кристаллизатора и повышает стабильность процессов формирования затвердевшего слоя.

k. Оптимизация технологических параметров литья в цилиндрическом кристаллизаторе

При литье цилиндрических заготовок в кристаллизаторах цилиндрической формы равномерное охлаждение обеспечивается конусным сопряжением графитовой вставки и металла корпуса кристаллизатора. Это позволяет получить практически однородную структуру наружного слоя по периметру заготовки. Однако при литье прямоугольных заготовок с толщиной "а" меньшей ширины "в", несмотря на высокую теплопроводность графита, удельный тепловой поток с узкой и широкой граней значительно

отличается. Это необходимо учитывать при оптимизации скорости вытягивания заготовки. В результате теоретических и экспериментальных исследований условий теплообмена в кристаллизаторе заготовок различной конфигурации установлены аависииозти иенду геометрическими параметрами заготовки, интенсивность» теплоотвода с ее узкой и иирокой гранью и скоростью вытягивания. На основании проведенных исследований получены следующие зависимости: V=Ha,VV) в V(t/v = 4f(a,ß/a) ц на рис. 9 дана зависимость, связыващая отношение тепловых потоков со скоро« сты) втягивания Vrvm в следукщих пределах: а = 30 - 100 ш, в/а = 0,65 - В, 0 , V*/V = 0,18 - 1,0 ; V = 0,15 -1,0" и/мин. За единицу принята скорость Vk вытягивания квадратном зато-

- Г9 -

товки со стороной равной ''а".

При увеличении отношения в/а увеличивается разница удельных тепловых потоков с узкой я широкой гранью и снижается средняя скорость литья. Увеличение размера "а" заготовки также приводит к возрастании разницы тепловых потоков и снижению средне!! скорости литья. Например, при в/а = 2,5 тепловой погоко в центре широкой грани снижается в 1,4 раза," а при а = 30 ам; в 1,65 раза - при а = 50 и в 2,05 .раза при а = 100 мм.

• «• X .

Зависимость скорости литья от отношения тепловых потоков с узкой и широкой гранью.

Неравномерность теллоогвода в наибольшей мере влияет на струк-турообразование в углах заготовки. Здесь наибольшая вероятность образования отбела я дефектной зоны. Дифференциация теп-лоогвода по периметру ааготовки осуществляется местными измв-некиями гермосопрогивления зазора мезду графитовой вставкой и водоохлаздаемым корпусом, гак как это термосолрогивление составляет существенна доли в общей тераосопротивлении кристаллизатора, рис. Ю.

Дифферекцированный теплоотвод в круглом кристаллизаторе.

Рис. £0.

I - графитовый вкладыш, 2 - водоохлакдаемый корпус, 3 - искусственный зазор, 4 - теплопроводная паста.

Для увеличения теплоотвода со стороны широкой поверхности заготовки в зазор вводятся прослойки из высокотеплопроводних паст или легкоплавких сплавов, а для его снижения со стороны узкой поверхности и от углов заготовка на сопрягаемой с корпусом поверхности графитовой вставки напротив углов выполняются сревы шириной £ .В этих пестах между вставкой и корпусом образуется зазор. Ширина завора определяется размерами "а" и "в" заготовки и диаметром " о! ", сопрягаемой с корпусом графитовой вставки*

На основании экспериментальных исследований получена зависимость для выбора оптимальных значений минимального диаметра графитовой вставки:

Ы т!л. - 0,82 г

в зависимости от "а" и " в" при различных радиусах закругления углов.

Ширина газового зазора между цилиндрической графитовой

вставкой и водоохлачсдамцим корпусом напротив угла прямоугольной заготовки представлена в следующем виде: £=$(а,б7й') и построена яомограша /рис.11/, объединяющая геометрические размеры заготовок, наружный диаметр графитовой вставки, ширину газового зазора напротив углов заготовки и коэффициент увеличения теплообмена через боковые грани для поддержания оптимальной скорости вытягивания заготовки.

Номограмма регулирования теплоотдачи по периметру заготовки ( К - коэффициент увеличения теплообмена).

и. г 200-, п

150-

Ь,мк

юа:

(00

50-

но

-200

Ключ

сЪ

50-

«О-

т

200-

250

к., <<

а г\

<5

Сх,,

Рис. II.

5. Разработка методов управления затвердеванием фасонных заготовок по длине и поперечному сечению

5.1. Анализ тзплооЗмена в наружных и внутренних узлах заготовки

Известно, что наружный угол заготовки затвердевает в 1,5. раза быстрее, чем плоские стенки. Наоборот, скорость затвердевания внутреннего угла составляет 0,4...О,7 скорости затвердевания плоской стенки. В глубоких и узких паззх заготовки :радиент скорости затвердевания во внутренних углах уменьшатся.

На рис.12 показана схема внутреннего паза и расположения затвердевшего слоя а пазе.

Схема расположения внутренних пазов к ребер.

быемка для

Ошшацид

Внутренний лаз

ЗспЬердеЬшии сЮи

Норужный псе

Рис. 12.

2 и 22 - соответственно ширина паза и ребра; К и К1 - соответственно высота паза и ребра.

Рассмотрим задачу о теплообмене в графитовом ребре, оформляющим паз с окружающим его металлом.

оС • X '

5.1.

где т

Лр-У ' 'м

Тгр - соответственно температура металла и графита в точке он ; оС - коэффициент теплоотдачи от ~ металла к графиту; Р - периметр паза или ребра; V - площадь ребра или паза.

Коэффициент теплопередачи от металла к графиту должен быть примерно одинаковым как на базовой плоскости, так и нг поверхности ребра, так как он пропорционален разности температур. В этом случае соотношение скоростей затвердевания на дне паза / х = к/ и на базовой плоскости / х = 0/ будет равно:

5.2.

и.

где А = X" ~ величина, зависящая от величины коэффициента теплопередачи и теплопроводности графита;

ии и о - соответственно скорость затвердевания расплава на дне паза я на базовой плоскости.

Формула 5.2. показывает! что скорость затвердевания чугуна на дне паза внутреннего угла заготовки тем ниже по сравнению с базовой плоскостью, чем больше глубина и меньше ширина паза. Лимитирующим звеном процесса оказывается низкая скорость затвердевания чугуна на дне паза, ¿то заставляет понижать среднюю скорость литья настолько, что процесс становится неустойчивым и неэффективным. Увеличения толщины затвердевшего слоя заготовки в зона пазя можно добиться путем создания выемки для охлаждения, заливки ее оловом или продольным удлинением части графитового кристаллизатора, оформляющего паз. Для этого разработаны различные варианты встанок, дополнительно к основному кристаллизатору /рисЛБ/.

а/ вставка состоящая из верхней воцоохлаздаемой металлической части п нижней графитовой части, 6/ а пазе удлиненная графитовая вставка и во-доохлаждаемый корпус, в/ водоохлаядаемая вставка,

г/ в пазе удлиненная графитовая вставка и охлаждаема водой

Рис. 13.

Наиболее приемлемой для массового производства оказалась комбинированная зставка, состоящая из верхней водоохлаждаемой металлической части и нижней графитовой части, прилегавшей к поверхности заготовки. Необходимая величины удлинения (д(*охл) кристаллизатора в зааисамести от размеров паза определяется из следующего выражения:

Конструкция вставок.

- 245.3.

^охл ¿

где L ока - длила водоохлаждаемой части кристаллизатора.

Из уравнения следует, что чем глубае и больше соотношение глубины лаза к ширине, тем больше необходимое удлинение кристаллизатора. Экспериментально определенная величина А .для паза 16x16 мм путем измерения температур в графите к металле оказалась равной 11,3 Ь». при этом соотношение лЬоул /Lохл составляет ~ С,74. Применение удлиняющей водоохлаждаемой вставки / 70 # от охлаждаемой части кристаллизатора позволило обеспечить скорость литья заготовки с пазом, практически равной скорости литья плоской заготовки /0,01 - 0,012 м/с/. ¿3 условиях промышленной технологии применение габаритных удлиняющих вставок, когда д10ХАД0ХЛ > 0,5 оказывается затруднительным. Отсюда вытекает ограничение по выполнению узких и глубоких пазов:

М"^1 "Н) 4 0,040 - 0,070м 5.4.

Практически с помощью спосооа местного удлинения кристаллизатора решить задачу формообразования заготовки можно лишь при условии к/г 4 4 . Установлены зависимости для определения й L охл .

Для наружного угла первоначальная картина затвердевания противоположна по сравнению с описанным выше внутренним углом. Эффективным является увеличение интенсивности охлавдения в углах, примыкающих к базовой плоскости, .для чего проведены необходимые расчёты и разработаны конструктивные решения кристаллизаторов.

5.2. Регулирование теплообмена при помощи искусственных газовых зазоров

Газовый зазор в контактной зоне образуется за счет шероховатости поверхностей вставки и корпуса, погрешностей их механической обработки и сборки. При механической обработке графитовых вставок происходит выкрашивание зерен графита и высота неровностей поверхности колеблется в пределах 0,5 -?0,8 х10"^м - для вставок из мелкозернистого графита, а для крупнозернистого графита достигает 1,5 х м. Находящийся в зазоре воздух ввиду низкой его теплопроводности является причиной высокого термического сопротивления зазора. Для уменьшения этого

- -

сопротивления обычно применяется притирка графитовой вставки к в одоохлаждаемому корпусу и наоборот - для увеличения сопротивления с помощью искусственных газовых зазоров мозно регулировать интенсивность охлаждения в кристаллизаторе в широких пределах по длине и периметру заготовки.. Определено, что при формировании в кристаллизаторе фасонных заготовок с углублениями и выступами, скорость затвердевания по элементам составляет г 1.10"^ до 9-1ц/с, разность температуры графитовой вставки по периметру достигает до 250 К, располояение фронта затвердевания относительно кристаллизатора пеумещается на 0,12-0,15 м. Исследованы в производственных условиях тепловые и технологические параметры более 100 фасонных заготовок с разностенно-стъю до 0,15 м, углублениями до 0,15 х 0,15 и и выступал! до 0,15 х 0,15'м типа колобов, швеллеров и т.п. Установлено, что оптимальная средняя скорость затвердевания в кристаллизатора для тонкостенных элементов 0,013 - о, 045 и и составляет 2-3 ЛО"'*' м/с,, а для толстостенных 0,15-0,25 0,4-1,0 * .10"^ м/с достигает 0,0015 и.

Установлена зависимость времени кристаллизации от коэффициента теплопередачи при разных толщинах заготовки, которые позволяют при опгиаальиоа. коэффициенте тзплепзредачи для основного элемента фасонной заготовки определить требуемый коэффициент теплопередачи для других элементов, который достигается искусственный;! газовыми зазорами меэду водоохлаадавщим корпусом и графитовым зкладшем кристаллизатора. Управление теплообменом достигается изменением размеров газовых зазоров /рис.14/. Установлено влияние соотноисния длины газового зазора с длиной охлаждающей части кристаллизатора на интенсивность теплообмена. Разработана методика регулирования коэффициента теплопередачи для отдельных элементов заготовки созданием искусственных газовых зазоров между кристаллизатором и графитовой вставкой. Определены' размеры газовых зазоров для регулирования интенсивности теплообмена на выступах и углах фасонных заготовок. Показ дно, что газовыми зазорами можно снизить интенсивность теплообмена в 3-4 раза н достигнуть изменения температуры на отдельных элементах фасонных заготовок на 80-130 к.

Влияние газового зазора на теплообмен е кристаллизаторе.

cV ък/т)

юоо

750

u' .[ 500

•

«/з

Рис. 14.

5.3. Регулирование и интенсификация теплообмена теплопроводными и теплоизолирующими пастами

Применение паст позволяет значительно изменить термическое сопротивление на границе водоохлаждаамый корпус - графитовая вставка. Пасты должны иметь высокую яегшопроводность в интервале температур от 600 до 1000 к, не давать усадку, пористость, сохранять физические свойства на весь цикл работы. Вгим требованиям удовлетворяюг пасты, в которых в качестве связующего применяются кремнеорганические кидкости, этилсиликаты, лаки, а в качестве наполнителей используются дисперсные порошки алюминия, меди, бронзы, графита, феррох^омового шлака. На таблице I приведены составы паст, дающие возмоаность изменять коэффициент теплопередачи от 400 до 1050 Вт/ ц2.К .

Связующим в пастах применялись жидкое стекло или этилсиликат 40 в количестве до образования тестообразной массы.

Установлено, что применение пасг сниаает трудоемкость . сборки кристаллизаторов, способствуе! получению более однородной структуры заготовки и на 10-15 % увеличивает производительность линий непрерывного литья.

П

Таблица I

Влияние состава теплопроводных паст на коэффициент теплопередачи от затвердевшей заготовки к охлаждающей воде

Состав паст et ,Вт/ м2«К

1. 20% феррохромового шлака,80% алкминиевой пудры . 400

2. 10$ феррохромового шлака,9055 алюминиевой вддры 500

3. 40% феррохроаового шлака,бронзовой пудры ¿00

4. 45% графитового порошка, 55% этилсиликата 40 700

5. 25% бронзовой пудры, ?5%*алюминиевой пудры 800

6. 50% бронзовой пудры, 50% алюминиевой пудры 900

7. ?0% бронзовой пудры, 30% алюминиевой пудры 1000

8. 80% бронзовой пудры, 20% алюминиевой пудры 1050

5.4. Интенсификация и регулирование теплообмена при помощи легкоплавкой прослойки. Эффективным средством увеличения интенсивности теплообмена в кристаллизаторах является применение легкоплавкой'прослойки, которая заполняет зазор меяду во-доохлаждаемым корпусом и графитовой вставкой.'В качестве материала проело; ¡ш применяются олово, свинец и сплав Вуда.

После разогрева кристаллизатора материал легкоплавкой прослойки расплавляется, обеспечивая хороший тепловой контакт меиду корпусом и графитовой вставкой. Это позволяет увеличить коэффициент теплопередачи от затвердевающей заготовки к охлаждающей воде до 1500-1700 Вт м^.К % увеличить тем самым и скорость затвердевания заготовки. Конструкции кристаллизаторов с легкоплавкой прослойкой разработаны для получения чугунных заготовок цилиндрического, прямоугольного и сложного профиля. Увеличение производительности установок непрерывного литья при их применении составляет 25-50

5.5. Конструктивные решения кристаллизаторов. По конструктивному выполнении кристаллизаторы могут быть разделены на две группы сложности. Сечения заготовки первой группы сложности - круг, квадрат, прямоугольник с неглубокими выступами и углублениями. Ко второй группе сложности относятся заготовки

- ZS-

фасонные и простых сечений со значительными размерами выступов и углублении /рис.15/.

Поперечное сечение отливаемых заготовок.

[г^п] i£i~îb M

r^ï о D=0

п_п_п L-v^rxJ

П-п 0 /00 200 300 МЯ 1 l 1 1 Crxlii]

Рис. 15.

"С помощью вышеизложенной методики расчета и номограмм мои-' но определить оптимальную комбинацию технологических и конструктивных факторов для получения заданной толщины затвердевшего слоя заготовки сложного профиля на выходе ее из кристаллизатора, 5.5.1. Пример счета конструктивных и технологических параметров при литье ъ конусный цилиндрический кристаллизатор.

Рассчитать размеры графитовой вставки в цилиндрический корпус кристаллизатора для прямоугольника размерами 0,1x0,15 и И радиусом закругления углов 1 = 0,01 м. Определить скорость литья - UAH.

По рис.9 определяем скорость литья Ll-ли = 0,0025 м/с, а но уравнению - 5,0 , рассчитываем наружный диамогр графитового вкладыша d V0,215 ы. По номограмме ¡а II.определяем иирину срезов для создания"газовых зазоров напротив углов прямоуголь-

ика & = 0,оа? и и коэффициент увеличения теплопередачи черей оковые грани для поддержания оптимальной скорости литья К- -

1,25. Подбирав!,1 состав обмазки, чтобы обеспечить увеличение еплопвредачи через сопрягаемые стенки графитового вкладыша с одоохлаждаеиой рубашкой в 1,25 раза. Дальше по рйс. 3 в вави-имости от толщины заготовки Х^ = 0,05 и, и высоты нидкого угуна в металлоприемнике Н = 0,6 и определяем требуемую годину затвердевшего слоя на выходе из кристаллизатора .^ = 0,0112 м.

Следующая задача - подобрать оптимальную'комбинацию техно-огических и конструктивных параметров процесса непрерывного оризонтального литья для получения расчетной величины затвер-евшего слоя заготовки | = 0,0112 ц. Принимаем длину охлая-акицей части кристаллизатора ЬохА = 180 мы, коэффициент теп-оогдачи оС = 800 Вт/ м^.К и скорость протяжки заготовки 0,02 ц/с. По номограмме !й 5 определяем критерий = 1,1. алее по номограмме Ч при Вь = 1,1 и 5 в 0,0112/0,Оо = 0,18? определяем = 0,14 и по номограмме ¡6 5 находит вре-я пребывания заготовки в кристаллизаторе - tl^p которое рав-

0 50 о. Согласно номограммы й 8 определяем величину - £ . При кр* » 50 с, в 0,02 м/с, Ь ох л = 0,18 и находит, что Ь в

3,0. Приняь время остановки 1^ост = 5 с, получаем время дви-ения заготовки в одной цикле протяжки "Ьпр = 2 с.

5.5.2. Примеры расчета конструктивных и технологических арамётров при литье в сборный кристаллизатор.

Заготовки сложного профиля расчленяются на простые сос-авляющие элементы и определяется требуемый коэффициент тепло-зредачи отдельно для каждого элемента заготовки.

Необходимо задаться следующими величинами: приведенная элщина каждого элемента заготовки, длина охлаждающей части эиоталлизатора - Ь0хл, скорость двикения заготовки - Ипр , земя остановки - "Ьосг и время прогянки ^р . Дальнейший Ж решения следующий. Задается коэффициент теплопередачи 1Я элемента наибольшей приведенной толщины Кпр . По мояо-)аммв й 8, зная скорость двияения заготовки и отношение кгг/^пр находим скорость литья. Имея скорость литья и дли-

1 охлаадаемой части кристаллизатора, находим время пребывания готовка в кристаллизаторе - 1:кр . !То номлрашв 'Э 5, анея ко-Зициеяг теплопередачи я приведенную голл::ну, . иаходйч крате рай

' Вь » Дальше по времени пребывания заготовки в кристаллизаторе находим критерий ^о . По номограмме 1я. имея В;,, Го и задаваясь температурой заливки, находим относительную толщину затвердевшего слоя чугуна на выходе из кристаллизатора. Далее, по приведений толщине элемента находим толщину затвердевшего слоя на выходе из кристаллизатора. Для элементов заготовки с меньшим приведенным размером коэффициент теплошреда1 5 рассчитывается подобным образом. Имея , ^ и Япр по номограмме !й 5 находим . Далее определяем относительную толщину затвердевшего слоя & . По номограмме ,;» 4 имея ^о , & и Тзаа находим Ъс , а по номограмме ¡й 8 определяем .

Расчет искусственных газовых зазоров между графитовой вставкой и охлаждающим корпусом для обеспечения необходимого коэффициента теплопередачи производится по следующей методике. Сначала определяется длина газового зазора по направлению вытягивания заготовки. Для этой цели по приведенным выше формулам определяется расположение продольного фронта кристаллизации расплава в кристаллизаторе. Потом определяется толщина затвердев-иего слоя, скорость затвердевания и время. Расстояние от зоны охлаадения кристаллизатора до расположения продольного фронта вагвердевания является длиной газового зазора. Ширина искусственного газового зазора определяется следующим образом. Лля снижения интенсивности теплопередачи и выравнивания скорости затвердевания по вс^му периметру заготовка не обходимо,чтобы коэффициент теплопередачи соответствовал требуемой скорости затвердевания на поверхности заготовки каждого из рассматриваемых участков. С згой цель», зная допустимое значение скорости затвердевания чугуна, определяется коэффициент теплопередачи на рассматриваемом учас, э и площадь наружной поверхности угла графитовой вставки - У . Разность между величиной поверхности данного участка и расчетной равна площади искусственного зазора. Инея длину я площадь зазора определяем его иирину. На основе этой методики расчета также составлена номограмма для определения площади искусственных газовых зазоров.

б. Разработка займов вторичного охлаждения

Рассчитаны основные параметры системы вторичного охлаждения для фасонных заготовок, длина зоны вторичного охлаждения, длина зоны естественного охлаадения на воздухе, коли не сто води

-я-

для обеспечения требуемой скорости охлаждения, & также разработана конструкция системы вторичного охлаждения.

Средняя интенсивность охлаждения заготовки в кристаллизаторе по экспериментальный данным составляет 400...1500 Вт/ь^.К . При выходе заготовки из кристаллизатора интенсивность ее охлаа-дения резко снижается. Теплоотдача от заготовки на воздухе происходит излучением и за счет конвекции воздуха Ж. = оС„Ъь+<э1~1СОи8. Для температуры поверхности заготовки от 1350 К до 1150 К коэффициент теплоотдачи оОизл = 160...105 Вт/ м^.К .^кона'для указанных температур не превышает 10 Вт/ м2.К . Средняя интенсивность охпакдения заготовки на воздухе в указанном интервале температур поверхности заготовки оС = 140 Вт/ н^.К . Таким образом, заготовка, выходя из кристаллизатора, начинает охлаждаться с интенсивностью на порядок меньшей, чем в кристаллизаторе.

Из уравнения теплового баланса находим скорость охлаждения заготовки на воздухе:

= 1-МсР ел

Расстояние от выхода заготовки из кристаллизатора до начала интенсивного вторичного охлагдения: I Ъ« ~ .\Г

Ь з=—6.2

где: Т^ и Т1в - соответственно средние температуры заготовки в момент ее выхода из кристаллизатора и в момент входа в зону интенсивного охлаждения;

Уср - средняя скорость литья при установившемся рлжиые.

Принимая Т\,к =.1450 К и Т\в - Ц50 К и используя предыдущие уравнения, определяем расстояние от кристаллизатора до зоны вторичного охлаждения:

Ь3 = 3 Япр-Чср б.з

Длина зоны вторичного охлаждения:

где: лТп, - заданный интервал перлитного превращения;

Ал/^ - заданная скорость охлаждения.

Установлено, что для получения перлитной металлической основы заготовку нвосиг.-и'-'о со скорое г ьа не менее 9 К/с

в интервале изменения температур заготовки от 1120 до 820 К. г!о экспериментальной оценке интенсивность вторичного охлаждения составляет 460...1200 Вт/ м^.К . Такая интенсивность охлаждения достигается применением водо-воздушных форсунок. Для упрощения расчета принято, что тепло от поверхности заготовки отводится ва счет нагрева и испарения воды. Расход тепла на нагрев от 30 К до 100 к и испарение воды составляет .0 кДя/кг. Следовательно, уравнение теплового баланса в этой зоне имеет следующий вид:

М-С-йТп, = 2560-Кг а 6.5

где: М -V

масса погонного метра заготовки;

О. - расход воды;

К,<= 0,3...0,5 - коэффициент, характеризующий неполное использование воды й зависящий от конфигурации заготовки.

Ив уравнения 6.5 находим, что расход воды в зоне вторичного охлавдения:

а=2,г8--Ю4МУдТотл/К4 6.6

На основе расчетов и опытных данных разработана номограмма для определения параметров вторичного охлавдения /рис.16/.

Номограмма для определения параметров вторичного охлаздения

Рис. 16

Номограмма построена для определения расстояния 1< з о* выхода заготовки из кристаллизатора до начала интенсивного вторичного охлаждения, длины Ц , зоны вторичного охлаждения и -расхода воды О. в зоне вторичного охлаждения. Количество охлаждающей воды О. определяем, исходя.из значений скорости Ц^т и массы М;, погонного метра заготовки; а длину охлаждаемой вони Ц определяем, исходя из того же значения Чл/п , но с учетом интенсивности охлаждения "V/ , заданной по наклонной правой шкале.

?. Исследование теплового режима метаппоприаиника

Тепловой режим металлонриемника определяет производительность и устойчивость процесса непрерывного литья. Разработаны практические рекомендации по количеству и частоте доливок чугуна в металлоприемник, изменении температуры перегрева жидкого металла в зависимости от производительности линии непрерывного литья. Рассмотрим уравнение теплового баланса в необо-греваемом ыегаллоприеинике:

, 7.1

где б-с - масса жидкого чугуна в заполненном металлоприеынике; М - массовая производительность линии; tз - V чемя, отсчитываемое от окончания доливки чугуна в

металлоприемник; Тт - избыточная, относительно температуры цеха, температура чугуна в метадлоприемнике; - средний коэффициент теплопередачи от чугуна в ме-таллоприемнике; Рз - суммарная поверхность чугуна; ■ С - теплоемкость чугуна.

С учетом начального условия: при t*¡ = 0; Тт = Тт /где Тт - температура чугуна в металлоприемнике в момент окончат ния очередной доливки чугуна/, решая уравнение 7.1 .получим:

7.2

где "Ьд - допустимое время ^езду двуая доливками;

д _ Тт - Тт допустимое относительное снижение температуры ^т чугуна з .•«•егаллопряемшгке.

х явь .С. е,

'Ш'

Допустимый промежуток времени менду двумя доливками прямо пропорционален количеству жидкого чугуна в ^еталлоприемнике, величине допустимого сннкения температуры металла мевду доливками и обратно пропорционален потерям тепла в окружающую среду. Доливаемая порция жидкого чугуна долзна скомпенсировать потери тепла в окружающую среду за период ленду доливками и вновь восстановить необходимую из технологических соображений темпера-гуру чугуна Уггг , Следовательно, процесс доливки должен удовлетворять следующему требованию:

(&в-М-Ьд)-Тт+мгдП£ = & о-Т^ 7.3

где дУпер - иеЛходииое превышение температуры /перегрев/чугуна над температурой Тт .

После преобразований голучим:

м N Р*"»'.^.. 7 и

Таким образом, минимально возможная производительность линии определяется как конструкцией ме-галлоприеаника /величиной тепловых потерь в окружающую среду/, гак и технологическими возможностями перегрева чугуна в мегаллоприемнике. ■

Определение среднего коэффициента теплопередачи с^т от чугуна, находящегося в, металлоприемнике, затруднительно, так как вследствие конструктивных особенностей теплообмен в различных направлениях неодинаков. Поэтому коэффициент определялся экспориыенгальньш и расчетным путем, затем усреднялся.

Для расчетов принято, что энтальпия кидкого чугуна равна 8,36 кДя/ кг.К , среднее значение коэффициента теплопередачи ог металла к воздуху <¿/»=16,0 Вг/ 1Г.;{ .

Характеристика типичного иеталлоприеиннка: емкость б- в 1500 кг. Средняя поверхность охлаждения годной ванны 2 ьп На'оонове расчетов составлена номограмма для определения теплового резина мегаллоприемнике /рис.17/.

Ноыограша для определения теплового режима металлоприечника

<6 /4

а о

I

М, т/час

II

" '\ио(

«0°

1450 '

15101570.

Уве*. К

1450

-1500 -1550 -1600 1650

\-naa

Рис. 17

8. Структура и свойства высококачественного чугуна в непрерцвиолитых заготовках

В ходе выполнения работы установлены особенности и освоены технологии плавки синтетического низколегированного и высокопрочного чугуна в индукционных печах для отливок, получаемых кетодои непрерывного литья. Проведено комплексное всестороннее исследование металлургических процессов, определен угар различных элементов при плавке и при изотермической выдержке металла в индукционных печах. Определены температуры перегрева и вреыя выдержки при териовреиенной обработке. Установлены зависимости механических, литейных и эксплуатационных свойств чугуна от состава термоврзменной обработки яидкого чугуна в условий модифицирования.

На первичную структуру чугуна оказывают влияние два основных фактора: его химический состав и скорость затвердевания. Изучение этих факторов, применительно к условиям непрерывного литья, проводилось на чугунах с ¿э = 0,80-1,00 о различным соотноиеялем Ъ\/С в пределах 0,5 - 0,9. Результаты изучения обобщены с помощью структурной номограммы /ряс.13/.

- к-

Структуркая помог рамма чугуна для непрерывной разлизки. Гдо 0 - отбел, П - половинчатый чугун, ..I - чугун с невдендритным графитом, И - чугун с пластинчатым графитом

Рис. 18

Эта номограмма принципиально отличается от известных геи, что в ней имеется обособленная зона структуры чугуна с междендрит-.ным графитом. Установлен критический уровень скоростей затвердевания, при которых в чугуне фиксированного химического состава .происходит изменение формообразования графита от пластичного к междендритному. При использовании чугуна с соотношением содержащегося в нем = 0,5 - 0,о, по ос ход от одно!; <!:ораы

графйта к другой я чугуну с половинчатым гранитом совершатся в достаточно узкол диапазоне скоростей затвердевания. Чугун с соотношением ¿¡/С = 0,7 - 0,9 отличается более высоким уровнем критических скоростей затвердевания для зоны с мендендрит-ным графитом.

В результате проведенных опытов установлена целесообразность .применения при непрерывном литье чугуна с повышенным соотношением содержащего 5|/С как с точки зрения снижения ог-бела, так и сокращения размеров а они мекдеидритного гри.-ита. При этом был разработан и внедрен в производство дли получения заготовок методом непрерывного литья серий чугун оптимального химического состава по основные и примесным элементам.

Рекомендуемое некоторыми авторам:» содержание Р да О,У -

.'Л -

- 0,5 по нашему опыту, завышено. При содержании Р > 0,20 % увеличивается частота прорывов -юталла. Повидимоиу, фосфидная апгекшка распределяется и езду ветвями декдригов затвердевшей зоны металла нерааиоаерно и сниаавт ее прочность. При содержания Р< 0,1 % увеличивается частота и глубина поперечных трещин и неслитин из-за распределения фосфэдвой эвтектики по границам зерен. Поэголу рекомендовано содержание фосфора поддерживать в пределах 0,1 - 0,2 %<.

Установлено, что для серых чугупов наиболее высокой прочностью обладают сплавы с повышенным отношением &>/С до 0,8-1,0 и пониженной степенью эвтектачности. Отбел и трециноус-то!:чивость сни.таатся с увеличением соотношения ¿¡/С до 0,70- 1,0. Чугун с повышенным содержанием &1/С благоприятен для изготовления отливок методом непрерывного литья, позволяет повысить критическую скорость затвердевания я уменьшить зону с меддендритным графитом. При одинаковом углеродном • эквиваленте прочностные свойства металла заготовок, полученных методом непрерывного литья, на одну марку выше, чем при литье в песчаную и;.орму. это связано с размельчением структуры чугуна за счет интенсивного теплоотвода от заготовки.

Исследование вопроса перлигизации чугуна показало, что температурный интервал, а такта необходимая для надежной фиксации перлита скорость охлаждения чугуна внутри этого интервала, зазиспт от распределения и размеров графитовых включений.

Установлено, что з чугунах с пластинчатым и меадендритныи графитом температура конца перлитного превращения неодинакова и составляет 920 и 820 к соответственно. Кроме того, полная перлнтизация структуры чугуна с пластинчатым графитом происходит при более низком уровне скорости охлаждения 5,5 К/с , чей в случае мекдендритного Графита 9,5 К/с .

Проблематичным остается определение содераания перлитизи-рующих элементов - хрома, сурьми, меди, марганца в чугуна. Эта элементы увеличивал! склонность к отбелу, по способствуют увеличению прочности при высоких температурах чугуна, что позволяет работать при меньшей млщииз затвердевшего слоя на выходе из кристаллизатора. Ойповременно эти элементы подавляют ферри-тизацию чугуна и измельчают перлит. При увеличении содержания марганца с 0,5 % до 1,0 £ количество феррита в поверхностно«

слоо отливки снизится с 50 ^ до 25 а прочность на разрыв увеличится с 340 Ш1а до 330 .'.Ша, твердость с 210 до 250 НВ, Введение в сплав'хрома и никеля до 0,2 % сникает количество феррита в металле заготовки. Отбеливающее действие элементов при содержании хроаа не более 0,2 % и марганца в пределах 0,4 - 0,5 £ успешно исключается модифицированием.

Изучено влияние меди на сгчукгуру, механические и эксплуатационные свойства чугуна при непрерывно!.! литье. При введении в чугуи меди размеры графитных включеш Ч увеличиваются, возрастав! дисперсность перлита, а количество феррита во всех зонах заготовки уменьшается. Легирование чугуна медью способствует перлитизации структуры и несколько увеличивает твердость чугуна при меньших на 15 - 20 % концентрациях, чем в случае литья в песчаные формы.

Воздействие сурьмы наиболее аффективно на сплавы доэвтек-тического а эвгектического составов. При затвердевании сурьма способствует резкому измельчению графитовой фазы, но не вызывает склонности к кристаллизации по метастабилы/ой системе. Торможение роста кристаллов графита и аустенита приводит к повышению склонности расплава к увеличении дисперсности кристаллизаю-щихся фаг и выравнивание свойств чугуна по сечении отливки. При перлитном превращении сурьма оттесняется к границам феррит-цементит, тормозит процесс распада и резко стабилизируют перлит. При легировании сурьмой в сечениях поверхностных слоев заготовок преобладает иелкопластивчатый перлит Пд 0,3-0,5 и равно-парно распределенный графит размерами до 15-25 мкм^ против исходного 45-90 мкм, а в центральной зоне графит получается размером от 45 до 90 мкм против исходного от 90 до 180 шш. Одновременно с'этим несколько уменьшается графитизация чугуна. Поэтому для ликвидации этого фактора вместе с сурьмой необходимо вводить графитизируодие добавки. С увеличением количества перлита в структуре заготовок повышается их твердость. Так для эвтектических чугунов легирование сурьмой повысило твердость с 165-175 до 185-200 НВ в поверхностной зоне и с 175-185 до 220-280 НВ в центральной зоно. На основании проведенных исследований подучена зависимость между требуемой структурой непрерывно ЛИ1ИХ заготовок и СЕ , йпр и количества сурьми. При оптимальных условиях обработки и правильно выбранных режимах вытяжки обеспечивается получение отливок из перлитного чугуна с прочно-

- .]■) -

стью на растяжение от 250 до 350 .¡¡Па в отливках с приведенным' размером от 0,02 до 0,25 м.

Исследование износостойкости чугуна непрерывнолитых ваго-vobok показало, что износостойкость их выше на 15-20 % по сравнению с чугуном в заготовках, полученных литьем в разовые песчаные формы.

9. Освоение технологии непрерывной разливки высокопрочного чугуна

Для получения заготозок из высокопрочного чугуна совместно с ИЭС ин.Патона и йПЛ АН УйОР освоена технология модифицирования с применением магнийсодержащей проволоки. Модифициро-ванне расплава чугуна проволокой производится непосредственно в металлоприемннке линии непрерывного литья. Подача проволоки осуществляется по заданной программе, согласованной со скоростью вытяжки заготовки. Проволока представляет собой гонкую металлическую оболочку, заполненную мелкодисперсный модификатором. Наличие металлической оболочки исключает взаимодействие модификатора с расплавом, благодаря чему реакция компонентов проволоки с чугуном происходит при заглублении проволоки в расплав. Условия модифицирования чугуна порошковой проволокой определяются составом металла, его температурой, производительностью непрерывного литья и составом порошковой проволоки. Материал оболочки проволоки, состав наполнителя, ее геометрические параметры и скорость подачи в расплав выбираются с таким расчетом, чтобы взаимодействие порошковых реагентов с жидким чугуном происходило в придонной зоне емкости с жидким чугуном. Магний, вводимый в чугун порошковой проволокой, распределяется в нем следующим образом:

[Mg] = MgS + Мс)0СТ + Mg 0 (9.1)

где: MtjS - магний, расходуемый на обессеривание;

Mgocr - магний, остающийся в расплаве;

McjO - магний, расходуемый на раскисление чугуна. -

После введения сгехиометрических соотношений в уравнение получим: Щ= 0,76дЗ + М(]ост + 1,55 дО (9.2)

Масса введенного в чугун'магния в единицу времени определяется, его содержанием ъ проволоке ц скоростью ее ввода:

£Мд=Км<| • m^ ' Vnpob. , кг/с (9.3)

где: тм. - масса магния з погонном цетре проволок-,i, кг/ц;

"^проВ скорость подачи проволока, м/с

- ЬС-

Кнз - коэффициент усвоения магния /50 £/, масса введенного магния в чугуне во времени составит:

где: Р - масса обрабатываемого чугуна, кг

t - время ввода проволоки, с. При равенстве и

0,76 лВ +Мд0СТ

(9.4)

v-t

(9.5)

j- _ Р (Moост -^-0,76aS + У,55а0) . g.

• Л • Я)^ • RM§

где: /г - количество подаваемых в расплав проволок, шт.

В процессе выгянки заготовок порошковая проволока вводилась в расплав по трем вариантам: периодически при порционной доливке металла; непрерывно при порционной доливке металла; непрерывно при непрерывной подаче металла. Установлена кинетика изменения магния при различных вариантах введения проволоки /рис. 19/.

Изменение содержания остаточного магния в чугуне от метода его ввода

х3"" 01

во'" Цикмчесня nJpoibna ччппо лл ори ци* laHtcwu

$Мивп металм qoj-J r Aoiubta металла

4». <Ц0Э

apt-qoj

4W

HenyipubuaJ oipa&rto 4j^wP[lHnju ццкдцчв:«"Ч^цки кетолм гДолиЬка неталш ^

Я«-fl.ffs-

qw-

МеарериЬмп сйаЛтяа оугу»а (III яри HtnpspvbxA ЗмиЬе н«roi«

>t/rt»?t?>>/////»t >/> J///)) И')

<5

Рис. 19

X

t, N0»

При периодической доливке масса металла устанавливалась из условия:

^ о, Об

0,03 »

где

- масса магниевого чугуна в металлоприемнике к моменту доливки в него серого чугуна, кг;

- масса доливаемого серого чугуна, кг;

О,03...О,Об - граничные параметры содераанмя магния в расплаве чугуна, %.

В модифицированных чугунах эвтектического и заэвтектиче-ского составов структура матрицы при одинаковой степени сферо-идизации графита определяется такие скоростью вытяжки заготовок, их сечением, другими технологическими факторами. На основании анализа практических данных построена диаграмма, позволяющая прогнозировать получение заданной марки высокопрочного чугуна /рис. 20/.

Зависимость прочности высокопрочного чугуна от количества кремния и приведенной толщины при модифицировании расплава порошковой проволоки

36

3 2 3.0

2,6 2.4

8445

\ 8450

.(УШ

1,0 45 3.0 ¿5. за Рис. 20

<пр,им

С увеличением сечения отливок свойства высокопрочного чугуна снижаются, что связано с укрупнение а включении графита, уменьшением в структуре количества перлита.

Модифицирование чугуна магнипсодеркащеи проволокой при непрерывном литье заготовок из высокопрочного чугуна не вносит заметных отклонений в структуру и прочностные характеристики литого материала по сравнению с известными негодами, модифицирования. Эти свойства, в основном, определяются спецификой непрерывного литья, т.е. условиями последовательного циклического затвердевания заготовок в кристаллизаторах и условиями перлитного превращения в зоне вторичного охлаждения.

Размер включений графита в модифицированном чугуне состава, близкого к эвтектическому, в металле заготовок составляет 25-45 мкм. Увеличение размеров включении графита при одинаковой скорости охлаждения происходит с увеличением содержания углерода и кремния в чугуне. Изучение структуры заготовок из высокопрочного чугуна показало, что в сечении заготовки, как и для серого чугуна, имеются три зоны: поверхностный слои, переходная и центральная зоны. Поверхностный слои /глубиной до 3х мм/ характеризуется наличием зоны с раамерой глобулеН графита около 15 мкм в ферритно-перлитнои основе. В переходное зоне /3-5 мм от поверхности/ размеры глобулеи графита увеличиваются до 25 мкм и доля перлита возрастает. В центральной зоне отливки размер глобулей графита увеличивается.

Условия непрерывного литья благоприятствумт получению плотной структуры высокопрочного чугуна за счет значительного предусадочного расширения металла и жесткости формообразующего кристаллизатора. Установлена высокая однородность металла по механическим свойствам: максимальное отклонение в сечении заготовки по величине составляет %, по твердости ¿2

Метод модифицирования чугуна порошковой проволокой при непрерывном литье обеспечивает высокую степень усвоения магния, полную автоматизацию производства и регулирование по заданной программе; точность дозирования модификатора; ликвидацию операций подготовки модификаторов, получение высоких марок чугуна с шаровидным графитов и улучшение условна труда.

-43-

Основные выводы

1. Разработана и научно обоснована технология и оснастка линий для получения высококачественных фасонных чугунных заготовок методой непрерывного литья. Создан принципиально новый . метод дифференцированного теплоотвода от затвердевающей заготовки, позволивший освоить производство более 100 видов слок-ных профилей. Этот метод признан передовым в отрасли и передан ряду заводов страны.

2. Эффективность работы линий непрерывного литья обусловлена исследованиями и увязкой технологии выплавки чугуна,тепловым режимом металлоприемника, применением дифференцированного теплоотвода в кристаллизаторе и разработкой основных параметров вторичного охлаждения заготовки.

3. Проведен анализ теплофизических процессов.затвердевания фасонных заготовок в сборных кристаллизаторах, позволяющих осуществить дифференцированный отвод тепла от затвердевающей заготовки и обеспечить одинаковую скорость кристаллизации расплава по всему периметру фасонной отливки. На базе фундаментальных исследований с привлечением математической модели и многовариантшх расчетов на ЭВй создана научная база для проектирования оснастки линий непрерывного литья и технологических режимов получения чугунных заготовок.

Разработаны инкенерные методы расчета и приведен ряд аналитических решений для определения оптимальных величин тепг-ловых потоков, скоростей кристаллизации расплава, темперагуры, скорости вытягивания заготовки и других основных параметров литья. Установлены оптимальные значения технологических и теп-лофизических параметров литья.

5. разработаны методы выравнивания скорости затвердевания металла по периметру поперечного сечения различных частей фасонной заготовки, заключающиеся в регулировании теплообмена в кристаллизаторах при помощи искусственных газовых зазоров или теплопроводных паст и обмазок, янгенсийикации теплообмена при помощи установки легкоплавких высокотеплопроводных металлических прослоек в кристаллизаторах и выбора рациональных конструктивных решений. Эти методы обеспечивают получение примерно одинакового по толщине затвердевшего слоя заготовка на выходе из кристаллизатора.

6. Рассчитано я экспериментально прозереяо влияние технологических, конструктивных и теплофиаических параметров на

-Itk-

•половение фронта затвердеванин по длине кристаллизатора, разработаны методы согласования продольной скорости передвиненш фронта затвердевания в толстых и тонких частях фасонных заготовок, что обеспечивает стабильность процесса и повыше une производительности линий непрерывного литья.

7. Разработаны новые конструкции кристаллизаторов с дифференцированным теплоотводон для непрерывного литья чугуна, позволяющие увеличить производительность процесса в 2-3 раза по сравнению с зарубежными аналогами и впервые получить большую номенклатуру фасонных заготовок методом непрерывного лисья. На основе научного обобщения и экспериментальных исследований разработаны рекомендации но проектированию кристалли-загоров для горизонтального непрерывного литья фасонных эаго-довок. Расчет тепловых napai-ierpoB кристаллизаторов при помощи предложенных автором критериев производится на по программе, нозволяюще!! подобрать конструктивные размеры кристаллизаторов и режимы литья, максимально способствующие получению скорости затвердевания заготовки по периметру поперечного сечения и стабилизации продольного полоаения Грокта затвердевания в толстых и тонких частях заготовки.

8. На основе экспериментальных данных и анализа теплового' баланса охлавдения заготовки на воздухе рассчитаны рекамы вторичного охлаждения, длина зоны вторичного охлавдения и зо-ш естественного охлаздения на воздухе, расход воды дл» обеспечения требуемой скорости охлавдения, конструкция системы вторичного охлавдения.

9. Разработан регламент теплового режима металлоприемни-ка, обеспечивающий максимальную производительность линии непрерывного литья. Установлены значения оптимального цикла доливки жидкого металла, способствующего повышению стабильности процесса литья.

Ю. Изучены особенности приготовления расплавов чугуна для непрерывного литья, режимы модифицирования и микролегирования чугуна разработаны оптимальные составы перлитных износостойких серых чугунов для непрерывнолитых заготовок. Установлено, что прочностные характеристики серого чугуна на 2530 % выше при непрерывном литье заготовок по сравнению с заготовками, полученными в песчаные формы. Износостойкость направляющих станин станков и других изделий, работающих в ус-

ловиях сухого трения и со смазкой, увеличилась в 1,5-1,7 раза.

П. Разработана и внедрена впервые в стране технология непрерывного литья заготовок из высокопрочного чугуна с применением порошковой проволоки, позволяющая в автоматическом ре-ниме и при минимальном расходе модификаторов стабильно получать высокопрочны;; «гугун с шаровидным графитом различных марок.

Содержание диссертационной работы огранено в следующих публикациях:

1. '¿ельнис Приближенный метод расчета параметров горизонтального непрерывного литья заготовок сложного профиля/Достижения технических наук в республике и внедрение их результатов: Сб.науч.тр./ Издательско-редакционный Совет Министерства высшего и среднего специального образования Литовской СОР. - Вильнюс, 1589. - С.70-71.

2. ¿ельнис д.В. Методика определения основных режимов литья заготовок прямоугольного сечения.// Там же. - С. 72-75.

3. Ан B.C., дальние ..1.3., Самсонов В.К. Формообразование "заготовок сложного профиля при непрерывном горизонтальном литье чугуна// Там же. - С. 103-105.

4. Еелышс Л.В. Метод определения основных режимов литья заготовок сложного профиля // Усовершенствование технологии горизонтального непрерывного литья: Сб.науч.тр./ йэд-во Швеса. - Каунас, 1989. С. 3-4.

5. Яельнис Li.В., Раздобарин И.Г., Альтер В.Ф. Непрерывное литье заготовок из высокопрочного чугуна с при tie ненией магний-содержацей порошковой проволоки // Там жа. - С. 3-15.

5. Шумихин B.C., Луаан П.П., ¡¿ельнис Ч.В. Синтетический чугун. -Киев: Наук.думка, 1971. - с. I4SM52.

7. Плавка синтетического чугуна в индукционных печах и еа технология на Каунасской литейном заводе "Центролит" /!.1,В.2ель-нис, Н.Г.Гириович, А.Д.Коган, В.С.шуиихин я др.- Вильнво: Изд-во аинтио, 1974, - С.294.

8. Сравнительное исследование свойств чугуноа, выплавленных я индукционных пачах и в вагранках/ В. fi.Гол од, ¿1.В.Хелышо « др./ - Вильнос: Изд-во Ывнтио, 1972. - С. 137.

9. Саисоноз В. 11., Скотаренко B.C., Жельняс SI.B. Непрерывное горизонтальное латье чугунных tatst/ Литейное пр-во, 1581. -й- 2-е. 20-21.

-t/6- -

10. Жельнис М.В., Добровольские A.C., Землявичус П.З. Классификация факторов, влияющих на формирование заготовки при непрерывном литье чугуна // ¡Металловедение и литейное производство: Сб.науч.тр./ Иэдательоко-редакционный Совет Министерства высшего и среднего специального образования Литовской ССР. - Вильнюс, i9öi..- С. 25-26."

П. Добровольские A.C., Жельнис а.В., Землявичус П.В. Зависимость меяду технологическими параметрами и интенсивностью теплоотдачи // Tau же. - С. 23-24.

12. Гиршович Н.Г., Горбульский Г.Ф., Нельнис М.В. Плавка в индукционных печах: Справочник по чугунному лигыо/ Под ред. Н.С. Гиршовича - 3-е изд.- Л. Машиностроение, 1973. - С. 218-215.

13. Жельнис М.В., Добровольские A.C. Регулирование скорости затвердевания при горизонтальном непрерывном литье чугуна // Развитие технических наук в республике и использование их результатов: Сб.науч.тр./ Издагеиьско-редакционный Совет Министерства высшего и среднего специального образования Литовской ССР. - Вильнюс, 1979, - С. 25.

14. Бочкус С.Д., '¿ельняс II.В. Аналитический метод определения токового рекима непрерывного слитка сложного профиля // Развитие-технических наук и перспективы использования их результатов: Сб.науч.тр./ Издательско-редакционный Совет Министерства высшего и среднего специального образования Литовской ССР. -Вильнюс, 1982. - С. II-I2.

15. Акисович Г.А., Марукович E.H., Еельнис М.В. Интенсификация процесса непрерывного горизонтального литья чугуна // Литейное пр-вс,. - 1983. - й б. - С. 22-23.

16. Влияние термоконвекции на стабильность процесса горизонтального непрерывного литья/ Детченко , ß.Vl.TyiOB, В,А.Гринборг, М.В.ЗСельнис/ Литейное пр-во,- 198?.- .2 I - С. 20-21.

17. Ан B.C., аельнис ü.B. Технологические особенности-непрерывно»-го горизонтального литья изиосостонких деталей -станков. - а. - 3984. - С. 84-94 - Сб.научн.гр./ -ЭШС .

18. Вгоричное охлаадениа чугунных заготовок л процессе непрерывного литья / В.С.Ан, B.VI.Самсонов, ,В.С.Ско$-аренко, • a.B.Senb-аис. Литейное np-Bü. - 1980..-Ю-С. 15-15.

19. Карпенко ¡-1.,И., йарукович Й.Й., ¡келькис J.B. Модифицирование синтетических чугунов // Литейное лр-во.-,19'3¿и - & 2. С.5-5.

-0720. Дагис В.П., Кельнис М.В., Матюкеие И.Б. Расчет толщины за-' твердевшей корки при горизонтальном непрерывном литье заготовок сложного профиля // Развитие технических наук в республике, пути и способы использования их результатов: Сб.науч.тр./ йздахельско-редакционный Совет Министерства высшего и среднего специального образования Литовской ССР. - Вильнюс, 1987. -С. 26-28.

21. Андрюшкявичус В.Ю., Венцкунас А.И., Кельнис ¡A.B. Литье столов фрезерных станков горизонтальным непрерывном способом/ Там »9, С. 7-8.

22. Венцкунас А.И., Жельнис Я.В. Моделирование температурных полей сложных заготовок при непрерывном литье чугуна // Автоматизация и механизация производственных процессов и управления: Сб.науч.тр./ Издательско-редакционный Совет Министерства высшего и среднего специального образования Литоь.ской ССР.- Вильнюс, 1983. - С. 17-18.

23. Добровольские A.C., Кельнис М.В. Оснастка непрерывного горизонтального литья //Интенсификация производства, создание-новых технологий, изделий и материалов: Сб.науч.тр./ Издательско-редакционный Совет Министерства высшего и среднего специального образования Литовской ССР. - Вильнюс, 1987. - С.41-42.

24. Дагис В.П., Кельнис М.З., Машке на И.Б. Расчет режимов горизонтального непрерывного литья на Микроэвм// Совершенствование технологических процессов, их автоматизация и развитие гибких автоматизированных производств; Сб.науч.тр./ Издатель-ско-редакциовный Совет Министерства высшего и среднего специального образования Литовской ССР. - Вилытс,1987. - С. 28-29.

25. Лернер B.C., Жельнис а.В., Добровольские A.C. Исследование технологических параметров непрерывного горизонтального литья на ЭВМ // Литейное пр-во.-1987. - щ 10. - с. 18-19.

16. Жельнис M.B., ЗеилявичУс П.В., Повышение производительности линий непрерывного литья чугуна // Процессы получения чугунных заготовок методом непрерывного литья: Сб.науч.тр./ АН УССР Ин-т пробл.литья. - Киев, 1934. - с. 12-14.

П. PT.J2 Н8о-58-85. Типовые конструкции кристаллизаторов с графитовыми вставками./ ,,1.В.яздьнис и др. Утвержден на и ИП СССР ■ от 29.03.1^85.

-4в~

28. Жельнис а.В., Добровольские А.С., Землявичус П.В. Опыт производства непрерывного литья заготовок на Каунасском ааводе

• "Ценгролит". Пути раеширения номенклатуры применения литы заготовок, полученных методом непрерывного литья в станкостроении. - М.: йзд-во Н1ШАШ, 1984. - С. 11-15.

29. Жельнис М.В., Шумихин B.C. Технологинеская модель разработки процесса горизонтального непрерывного литья сложных заготовок /Новые высокопроизводительные технологические процессы, высококачественные сплавы и оборудование в литейном производстве: Тез. док л. /Каунас, 16-18 сент. 1986г./ - Киев: ПЛЛ Укр.ШНТИ, 1989. - С. 250-253.

30. Жельнис t.t.B., Дагис В.П., Бочкус С.Д. Теоретические основы проектирования оснастки для горизонтального непрерывного литья // Там не. - С. 189-190.

31. Жельнис М.В., Анисович Г . А. Стабилизация процесса непрерывного горизонтального литья чугуна //-Таи же. - C.I86-I88.

32. ¡Бочкус С.Д., Дагис В.П., Жельнис а.В. Инженерный метод определения технологических параметров горизонтального непрерывного литья. / Прогрессивные технологические процессы производства отливок и повышения качества лигья: Тез.докл.между народного сем. /Каунас, 10-14 ноября 1989 г./ - Каунас:- C.8S--93.

33. Бочкус С.Д., Жельнис t'.l.B. Номограммы для конструирования круглых кристаллизаторов. // Там же. - С. 94-99.

По теме научного доклада автором получены авторские свидетельства СССР ¡Ю 996075, I08G9I9, П092ч7, 1416523, 850721,499810, 1208809, ■1154.759, II57II6, II22705, Ш6085, 11Й8532," 1033565, 1036787, 1057703, 1154361,1171554, 1151584, I2S56b3,929?24, 801367,''1016909, 1039541, Л135535;"1096021," 833370; 880516,933200, 1011329 , 9576II, 948533, 921671,"928714, 1П3477, I082821, 1082553, >1155351^ ¡1158285, 1400768, 1284075, 1256350, IQ69935, 1046004,"* 992il8, 95^157, "1040688. ' "

Личный вклад автора. Разработан приближенный метод расчета ларамегров горизонгального непрерывного литья заготовок сложного .профиле "1,21,25., предложена методика расчета кристаллизаторов

31 , предложена технологическая модель разработки процесса непрерывного литья сложных по конфигурации заготовок ВО , -разра-сботапа методика расчета теплообмена в пазах заготовки .3 ., .ипод-

- ¿f -

покен метод определения основных режимов литья 2,4 , разработаны рекомендации по регулированию теплообмена в кристаллизаторах 12, 14, 24 , предложена методика определения теплового ре-гама заготовки 15, 23 , комплексно исследованы свойства чугу-нов для непрерывного литья, выплавленных в индукционных печах 6,7,8,9 , разработан новый способ производства высокопрочного чугуна 5 , разработаны методики расчета теплового режима вторичного охлаждения и металлоприемника 18, 19 .

Приложанио

50-

йэыеиялвдосп элемопт

УТ-Ьш?;..ДАи/: ___

ссбастожостл. отливок

Элемента затрат

!

1 __

1 =

Годов о;

выпуск отливон в.т^

20ь0Стош1

посчэаые

Р'ОрМЦ

I непрерывным I отклоисш! способом г

1. Удельные кап.вложения 295

2. Сумма изыеляйцшсся элементов сеО'естоимос- 59714ии м в руб/год

в тоы числе:

2.1. ЬидкиП мэтзлл без собственного возр^та 2^оЗСС0

2.2. Формовочные.стержневые материалы п кро-

. .пители 931СУ0

2.3. Энергия на тохиоло-

. гические дали и120и

2.4. Кристаллизаторы

2.5. Основная и доп. ао-

раб. плата 885800

2.6. Возмещение износа

. оснастки 200СС0

2.7. Расходы на оодорка-ние и эксплуатацию оборудования 1117200

2.8. Потери 02 брака ЗП'МЛ

101 : 1У)

25751300

ГчСХС

'(40000 йсОО

V Н2ЕС0 -

- ЛсОи

г ¿М0ть0

- 731200

-

— оТС'СОо

- Ло^С

\ / /

) (а

X

Начальник ШйГ^ .'Хос^ЧЧ. Р^Е&А^

Гл.бухголтзр

; I

¡¿ЕЛЫШС Мочисловас Винцович

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПОЛУЧЕНИЯ ЧУГУННЫХ ЗАГОТОВОК МЕТОДОМ НЕПРЕРЫВНОГО ЛИТЬЯ С ДИФФЕРЕНЦИРОВАННЫМ ТЕЛЛООТВОДОМ

05. 16. 04- - Литейное производство

Диссертация на соискание ученой стапели доктора технических наук в дорце научного доклада

Подп. к печ. 1312.89. ЛВ< 00570. бумага писчая 1/1бУол.печ.л.з Тиран 130, Зак. 22в45

Формат 60x8^ 1/16 Уч.изд.л. Бесплатно

отпечатано в типографии "РаПде". 233СС0, г. Каунас, ул. Спаустрининку II.. Ротопринтом.