Определение выбиваемости

1.2.     Определение выбиваемости

Противоречия в экспериментальных данных, полученных различными исследователями, объясняются прежде всего несоблюдением постоянства условий экспериментов и не­совершенством применявшихся методов.

Надо признать, что объективную оценку выбиваемости стерж­ней из отливок дать очень трудно, так как смеси при их разруше­нии подвергаются различным видам нагрузок. Пленки связую­щего материала испытывают при этом одновременное действие скалывающих, изгибающих и растягивающих усилий. Если с этой позиции рассмотреть наиболее распространенные методы выбивки стержней, то общим для них является ударное воздействие на стержень.

Многие исследователи определяли выбиваемость смесей по прочности стандартных образцов на сжатие, что не может харак­теризовать способность к разрушению под действием ударной нагрузки, хотя определенная зависимость между прочностью на сжатие и выбиваемостью, по-видимому, существует.

С другой стороны, использование для определения выбивае­мости стержней встряхивающих выбивных решеток, вибрационных машин, пневматических зубил и других аналогичных приспособ­лений неизбежно вносит существенный элемент субъективности, так как трудно определить момент конца выбивки: образование пригарной корки различной толщины значительно затрудняет оценку собственно выбиваемости смесей.

Наконец, эти методы применяют обычно при изготовлении какой-либо одной, специально выбранной опытной отливки.

Поэтому полученные результаты могут быть использованы лишь как сравнительные применительно к данным или подобным отливкам и не могут быть перенесены без существенных поправок на другие отливки. Очевидно, разнообразие конфигураций, веса, типа сплава отливок и, соответственно, условий прогрева стержней настолько велико, что практически невозможно найти такую форму и размеры опытной отливки, чтобы полученные законо­мерности могли быть перенесены на большую номенклатуру литья.

Поэтому, прежде всего, было обращено внимание на выбор ме­тодики исследований, лишенной упомянутых основных недо­статков. В основу методики[11,13] была положена оценка смесей по наиболее близкому к производственным условиям показателю — работе, затрачиваемой на выбивку («пробивку») образцов, предва­рительно нагретых до различных, заданных условиями опыта, температур.

Для этого применялся копер, снабженный специальными при­способлениями (рис. 1).

 

 

 

Рис. 1. Приспособления для оценки выбиваемости смесей:

а — исследуемый образец; б — металлическая гильза; в — поддон;

г — боек.

 

На нижнем конце вертикального штока копра укреплялся боек диаметром 20 мм. При изготовлении бойка его острие дела­лось тупым, чтобы при длительном использовании сохранить стабильными размеры бойка. Для того чтобы обеспечить возмож­ность выхода разрушенной смеси из-под бойка, последний имел три продольных паза шириной 5 мм, расположенных по окруж­ности под углом 120°. Приспособление для определения работы выбиваемости имело комплект съемных грузов и кулачков, обес­печивающих возможность изменения высоты падения грузов. Таким образом, изменением веса падающего груза и высоты паде­ния последнего достаточно быстро и точно определяли работу, затрачиваемую на выбивку как очень слабых, так и прочных стержневых смесей.

Образцы высотой 30 мм и диаметром 50 мм, уплотненные тремя ударами на обычном копре, высушивались при 200° C в течение 20 мин или продувались углекислым газом в течение 45 сек. Затем они подвергались нагреву до различных заданных температур от 200 до 1400° C с интервалом 100—200° C, выдержи­вались при этой температуре в течение 40 мин и медленно охла­ждались в печи со скоростью 200—300°/ч.

Полученные образцы а (рис. 1) плотно, без зазора, встав­лялись в металлическую гильзу б, которая, в свою очередь, устанавливалась на поддон в. В дне поддона имелось отверстие диаметром 22 мм для свободного выхода бойка г, пробивающего образец а,

Работа, затраченная на выбивку («пробивку» образца), на­ходилась из следующей зависимости:

A = nGh

где A — работа, затраченная на пробивку опытного образца, в кГм;

n — число ударов бойка, необходимых для пробивки образца;

G — вес падающего груза в кг;

h — высота падения груза в м.

1.3.Изменение работы выбивки смеси в зависимости от температуры нагрева

 По описанной методике образцы смесей при их нагреве и охла­ждении не испытывают сжимающих усилий, возникающих в стерж­нях при усадке отливок.

Поэтому в работе параллельно с испытанием образ­цов, подвергавшихся нагреву в печах, определяли выбиваемости смесей на опытных отливках плиты длиной 650 мм, шириной 200 мм и высотой 50 мм, в которую одновременно устанавливали четыре стержня из испытуемой смеси. В результате контрольных опытов были выбраны диаметры стержней с таким расчетом, чтобы отношение толщины стенки отливки к радиусу стержня составляло 0,5; 1,0; 2,0 и 4.0.

Опытные отливки весом 150 кг зали­вались при температуре 1550— 1580° C сталью 30Л. Температура нагрева стержней при разных соот­ношениях толщин стенок отливок к радиусам стер­ней приведена на рис. 2. Работа, затрачиваемая на выбивку стержней из от­ливок, определялась пос­ле полного их остывания с помощью переносного копра, аналогичного описанному выше.

Так как пленки склеивающие зерна напол­нителя в случае продува­ния смесей углекислым газом и в случае удаления влаги при нагреве отличаются, то

поэтому при изучении общих закономерностей условий выбивки стержней опыты проводились с образцами, продутыми углекис­лым газом в течение 45 сек, и с образцами, высушенными при 200º C в течение 20 мин. Смесь содержала кварцевый песок Люберецкого месторождения (1К025А)—100 весовых частей; жидкое стекло (модуль 2,7, удельный вес 1,48 г/см³)— 5 весо­вых частей; NaOH (10 %-ный раствор)—1 весовая часть.

Была установлена непосредственная зависимость работы A, затрачиваемой на выбивку образцов, от температуры их предва­рительного нагрева (рис. 3).

 Как видно из этой зависимости, кривая, характеризующая работу выбивки A, имеет два максимума и два минимума.

Первый максимум соответствует исходному состоянию образ­цов, нагретых до 200º C и охлажденных, а также продутых CO. При последующем нагреве и охлаждении образцов работа, за­трачиваемая на их выбивку, непрерывно падает, достигая мини­мальных значений («первый минимум») в интервале 400—600° С.

Нагрев до более высоких температур вызывает новый значи­тельный рост работы, затрачиваемой на выбивку, которая дости­гает максимальных значений при 800° C («второй максимум»).

Из приведенных на рис. 3 зависимостей видно также, что работа, затрачиваемая на выбивку образцов, продутых CO, при всех температурах их пред­варительного нагрева оказа­лась ниже работы, затраченной на выбивку высушенных образ­цов.

Однако, если при первом максимуме работы разница весьма существенна, то при втором максимуме эта разница значительно уменьшается, а при обоих минимумах величина A практически одинакова. Это сви­детельствует о том, что при на­греве до высоких температур и охлаждении опытных образ­цов в смеси происходят одина­ковые или подобные процессы. На этом явлении подробно остановимся.

Наличие минимума работы, затрачиваемой на выбивку образ­цов, предварительно нагретых до температур, лежащих в интер­вале 400—600° C, приводит к мысли о возможности создания в стержнях условий, при которых связь между отдельными зернами наполнителя нарушалась бы после заполнения литейной формы жидким металлом и образования на отливке твердой корки и не восстанавливалась бы в процессе последующего охлаждения стержней. Для достижения этой цели могут быть использованы два пути.

Первый заключается в регулировании степени прогрева стержней с использованием для этого различных теплопровод­ных и теплоизоляционных смесей; второй — в значительном расширении благоприятного для выбивки интервала температур.

На практике приходится сталкиваться с очень большим диа­пазоном температур прогрева стержней — от минимальной в центре до максимальной (близкой к температуре заливаемого металла) — на поверхности. Однако для успешной выбивки стержня часто оказывается достаточно иметь легкую выбиваемость его основного объема, тогда наружная часть, соприкасающаяся с отливкой, довольно легко может быть удалена. Об этом свидетельствует, например, опыт применения оболочковых стержней из смеси с жидким стеклом, как правило не вызывающих затруднений при выбивке из отливок.

Была проверена возможность регулирования степени прогрева стержней с помощью материалов с различными теплофизическими свойствами. Однако введение в смеси с жидким стеклом 20% чугунной стружки , 10% окалины, применение в качестве наполнителя хромомагнезита  и других высокотеплопроводных материалов, введение в смеси

 

Рис.4. Влияние толщины стенки отливки на условия нагрева стержней из смесей с жидким стеклом:

 1— хромомагнезитовой; 2 — кварцевого песка и 10% асбеста;

 3 — кварцевого песка и 20% чугунной стружки.

материалов (асбеста), тормозящих отвод тепла, не позволило существенно изменить температуру в центре стержней (рис. 4).

Для решения второй задачи необходимо было установить причины, определяющие зависимость работы, затрачиваемой на выбивку стержней, от температуры их предварительного нагрева.

Существенное различие работы, затраченной на выбивку высушенных образцов (рис. 3) в области первого максимума (исходное состояние), объясняется разли­чием природы пленок, связывающих зерна кварцевого песка. Небольшое увеличение прочности образцов, продутых углекислым газом и нагретых до 200° C, закономерно и объясняется краткой продолжительностью (45 сек) продувки образцов углекислым газом.

При последующем нагреве образцов до температур 400–600° C наблюдается значительное уменьшение работы, затрачивае­мой на выбивку образцов.

Важно отметить, что величина работы в этом интервале тем­ператур является минимальной и практически одинаковой как для образцов, предварительно высушенных, так и для образцов продутых CO. Пленка жидкого стекла обладает чрезвычайно высокой адгезией к кварцевым зернам. Это особенно сильно проявляется в условиях высоких температур, когда происходит химическое взаимодействие между щелочным силикатом натрия и поверхностью кварцевых зерен.

Учитывая когезионный тип разрушения смесей с жидким стеклом, изменение прочностных свойств смесей в условиях их нагрева и последующего охлаждения можно объяснить измене­ниями, происходящими в пленке жидкого стекла.

Вследствие различных температурных коэффициентов объем­ного и линейного расширения стекловидного силиката натрия и кварцевого песка при повторном нагреве и охлаждении высушен­ных образцов в пленке, склеившей зерна наполнителя, возникают напряжения, приводящие к образованию трещин, нарушающих её сплошность и снижающих прочность образцов на удар.

При нагреве образцов до 600° C и последующем охлаждении к напряжениям, возникающим вследствие различия температур­ных коэффициентов расширения пленки и зерна, добавляются напряжения, возникающие в результате модификации изменений кварца (переход α-кварца в β-кварц при 575° С).

Снижение величины A и образование первого минимума объясняется также полной потерей влаги гелем кремневой кислоты и дисиликатом натрия в интервале температур примерно до 350–400° С.

Эти данные подтверждаются термограммами высушенных при: 200° C и продутых углекислым газом смесей, содержащих 6% жидкого стекла.

Здесь, однако, имеется в виду влияние не собственно потери влаги, а воздействия этого процесса на возникновение в пленке, связывающей зерна кварца, напряжении, приводящих к обра­зованию в ней трещин, резко снижающих общую прочность смеси.

Наконец, следует учесть, что напряжения в пленках будут тем выше, чем больше будет перепад между температурой нагрева и температурой последующего охлаждения. Влияние этих фак­торов на условия выбивки стержней и подтверждение превали­рующего значения напряжений, возникающих в пленках и при­водящих к падению величины A, находим экспериментально. Полученные данные (рис. 5) ясно показывают, что при повторном нагреве и охлаждении прочность образцов резко падает.

Очевидно, что стекловидная пленка, содержащая в основном гидратированный дисиликат натрия, будет значительно более хрупкой, чем пленка, состоя­щая в основном из геля крем­невой кислоты. Последняя, особенно в начальных условиях, будет обладать эластичностью и способностью частично релаксировать возникающие нап­ряжения. Поэтому прочность предварительно высушенных об­разцов при повторном нагреве и охлаждении падает гораздо более резко, чем у образцов, предварительно продутых угле­кислым газом.

Таким образом, в случае высушенных и в случае проду­тых CO образцов при их наг­реве до 400–600° C и последую­щем охлаждении в результате возникающих напряжений, при­водящих к образованию в плен­ках трещин, работа, затрачивае­мая на выбивку, оказывается минимальной.

Переходя к рассмотрению одного из главных вопросов – причин образования второго максимума, прежде всего следует отметить чрезвычайно быстрое увеличение работы, затрачиваемой на выбивку образцов, предварительно нагретых до 800° С. Столь резкое возрастание прочности при нагреве образцов до 800° С свидетельствует о том, что примерно при этой температуре про­исходит коренное изменение условий склеивания кварцевых зёрен наполнителя.

Причина образования второго максимума становится очевид­ной из рассмотрения двойной диаграммы состояния NaO – SiO (рис.6)

При нагреве жидкого стекла, обычно применяемых модулей, жидкая фаза начинает появляться при температуре 795° C, а при нагреве до 850° C (для модуля, равного 2,5) образуется полностью жидкий расплав.

Образовавшаяся жидкая фаза силикатного расплава обволакивает зерна кварцевого песка, «залечивает» появившиеся ранее трещины и при последующем охлаждении сооб­щает смеси высокую прочность, что приводит к значительному увеличению работы, затрачиваемой на выбивку смесей. Этот процесс происходит как в высушенных, так и продутых CO образцах. Однако, если в высушенных смесях происходит простое расплавление уже ранее образовавшегося силиката натрия, то в смесях продутых CO образуется расплав из самостоятельно существующих компонентов — главным образом NaHCO и SiO, получившихся в результате разложения жидкого стекла при про­дувании смеси углекислым газом. Это, по-видимому, является причиной меньшей величины второго максимума в образцах, продутых CO, так как условия образования расплава из отдель­ных составляющих в тонкой пленке связующего не могут считаться благоприятными. Подтверждением такого предположения яв­ляются опыты (рис. 7), проведенные при заливке стержней сталью 30Л. Они подтвердили общую

Рис. 6. Диаграмма состояния системы NaO – SiO.

закономерность — ярко выраженный максимум работы, затраченной на выбивку стерж­ней, прогретых до температуры примерно 800°С.

Рис. 7.Работа, затраченная на выбивку из отливок стержней: 1—высушенных при 200° C; 2 — продутых CO.

 Вследствие значитель­ного воздействия на стер­жень тепла залитого ме­талла, малой теплопровод­ности смеси и очень мед­ленного охлаждения стер­жней процессы образова­ния жидкой фазы в плен­ках связующего материала в данном случае протекают более полно, чем при испы­таниях образцов. Поэтому в смесях, продутых CO, при этом полностью осуще­ствляется процесс образо­вания жидкой фазы, вслед­ствие чего наблюдается почти одинаковый ход кри­вых, характеризующих работу, затраченную на выбивку стер­жней, высушенных и продутых CO.

Таким образом, при нагреве смесей до 800°C образуется жид­кий расплав, который энергично взаимодействует с кварцевым песком, растворяя последний, в результате чего четко выражен­ная граница раздела пленки и зерна стирается и образуется сплошной монолит, обладающий большой прочностью. В этих условиях появляется «второй максимум», резко затрудняющий выбивку стержней из отливок.

Рассмотрим причины снижения величины A при нагреве смесей до более высоких температур и условия образования «второго минимума».

При нагреве смесей до температур, превышающих 800° C, взаимодействие силикатного расплава с кремнеземом песка усили­вается. Как известно, скорость диффузии возрастает по мере по­вышения температуры и уменьшения вязкости среды. Поэтому при высоких температурах диффузия SiO от поверхности растворения в расплав значительно возрастает и в целом процесс растворения кремнезема в силикатном расплаве ускоряется. В результате растворения содержание SiO в расплаве непрерывно увеличи­вается вплоть до предела растворимости при данной температуре согласно диаграмме состояния NaO–SiO. После достижения предела растворимости этот процесс прекращается.

При охлаждении образца из образовавшегося расплава начи­нают выпадать избыточные кристаллы сначала тридимита, а при температурах ниже 870° C — кварца. Выпавшие твердые кри­сталлы в затвердевшем расплаве играют роль инородных включе­ний — надрезов, нарушающих сплошность пленок и концентри­рующих напряжения, возникающие при охлаждении образца до комнатной температуры.

Наконец, следует учесть, что чем энергичнее идет процесс растворения SiO в расплаве, тем меньше становится относитель­ное содержание в нем NaO.

Эти факторы являются основной причиной уменьшения работы, затрачиваемой на выбивку образцов при их предварительном нагреве до температур, превышающих 800° С. Естественно, что чем выше температура нагрева расплава, тем быстрее проис­ходит растворение кремнезема и тем больше растворимость в рас­плаве. Следовательно, при охлаждении с более высоких тем­ператур расплав будет содержать относительно большее коли­чество твердых инородных включений и сплошность силикатной пленки будет в большей степени нарушена, что будет приводить к дальнейшему уменьшению величины А.

Таким образом, после полного охлаждения пленка, склеившая зерна кварцевого песка, будет иметь не первоначальный состав, соответствующий, например, точке a на диаграмме состояния (рис. 6), а состав, в зависимости от температуры нагрева соот­ветствующий, например, точкам б, в или г. С другой стороны, если образцы, один раз нагретые до 1200° C (точка б), вновь на­гревать до 800, 1000 и 1200° C, то состав пленки останется неиз­менным. Следовательно, работа, затрачиваемая на выбивку вто­рично нагреваемых образцов, будет примерно одинаковой при всех температурах вплоть до 1200° C. Однако величина A должна быть ниже, чем при первом нагреве до 1200° C, так как при вто­ричных нагреве и охлаждении увеличиваются напряжения за счет модифицированных изменений кварца и возникающих тер­мических напряжений. Подтверждение находим в опытах, приве­денных на рис. 8.

Справедливость последней гипотезы подтверждается также опытами, при которых в качестве наполнителя вместо кварце­вого песка был взят цирконовый. В этом случае не только не было обнаружено уменьшения прочности после достижения темпера­туры второго максимума, но, наоборот, при нагреве до более высоких температур (1400° С) прочность непрерывно возрастала.

Рис. 8. Работа, затра­ченная на выбивку образ­цов из смеси на жидком стекле: 1 — предварительно высу­шенных при 200° C; 2 — предварительно прокаленных при 120° С.

Одним из главных вопросов, имеющих основное значение для практического улучшения выбиваемости смесей, является максимальное расширение интервала первого минимума работы, затрачиваемой на выбивку стержней.

Выбором более сложных, например тройных систем с определен­ным соотношением компонентов, можно получить необходимую заданную температуру образования второго максимума.

Обратимся к диаграмме состояния системы NaO—AlO—SiO(рис. 9). Расчет по соответствующей изотерме диаграммы состояния (рис. 9) показывает, что для получения второго максимума при 1400° C в смесь, содержащую 5% жидкого стекла, модуля 2,7 (SiO—31,6%; NaO—12.0%), необходимо добавить 0,97% AlO.

Соответствующие опыты, проведенные с вве­дением в смесь, содержащую 5% жидкого стекла, дополнительно 3% химически чистого AlO, количество которого по срав-нению с расчетным было значительно увеличено для более четкого выявления закономерности и ввиду возможного неполного усвое­ния

глинозема, подтвердили изложенные представления.

Рис. 9. Диаграмма состояния системы NaO—AlO—SiO.

Линия A—A соответствует сплавам, в которых модуль жидкого стекла равен 2.7.

Из опытов (рис. 10) видно, что при добавке AlO второй максимум, в соответствии с расчетными данными, «передвинулся» с 800 до 1400° С. При этом интервал первого минимума увеличился с 400—600 до 600—1200° C. Кроме того, величина второго макси­мума при добавлении в смесь AlO также заметно уменьшилась, что объясняется появлением на зернах наполнителя инертного слоя, непрореагировавшего с силикатом натрия глинозема, зна­чительно снизившего адгезию пленок, а также, возможно, мень­шей прочностью алюмосиликатов натрия. Исходные свойства смеси при добавлении глинозема изменились незначительно. При содержании 5% жидкого стекла и 3% AlO смесь после продувки CO имела предел прочности при сжатии 11.0 кГ/см ², что вполне удовлетворяет технологическим требованиям.

 

1.4.Влияние неорганических добавок

1.4.1.Влияние глины

Одной из наиболее распространенных добавок, вводимых в формовочные смеси для улучшения выбиваемости, в том числе в смеси с жидким стеклом, является глина. В проведенных опытах она содержала 27% AlO. Расчёт показывает, что для образования второго максимума при 1200º C в смесь необходимо ввести 3,0% глины (0,81% AlO); при дальнейшем увеличении глины максимум соответственно будет перемещаться вправо и составлять 1300 и 1400º C.

Как видно из диаграммы состояния, изменением модуля стекла и введением в смеси надлежащего количества AlO могут быть выбраны силикатные системы, обеспечивающие получение второго максисума при 1500, 1600º C и более высоких температурах.

Рис.11.Работа, затраченная на выбивку образцов из смесей:

 а —без глины; б—3% глины; в — 5% глины; г — 9% глины.

Результаты опытов показывают совпадение эксперименталь­ных данных с расчетными (рис. 11). Они подтверждают также целесообразность введения в смеси с жидким стеклом глины и дают удовлетворительное объяснение эффективности ее действия как средства, существенно облегчающего выбивку стержней из отливок. Отметим, что при перемещении второго максимума вправо работа, затраченная на выбивку образцов, нагретых до температуры второго максимума, снижается в не­сколько раз (рис. 11). При значительном содержании в смесях глины (более 5%) хотя и резко облегчается выбивка стержней, однако исходная прочность оказывается низкой, что затрудняет практическое использование этих смесей.

Для улучшения исходных свойств целесообразно заменить глину веществом, не способным вступать в ионогенное взаимодей­ствие с жидким стеклом и содержащим большое количество AlO.

1.4.2.Влияние шамота

В качестве инертного к жидкому стеклу материала, богатого AlO, был исследован шамот. Как и следовало ожидать, физико-механические свойства смеси при добавлении шамота не ухудши­лись (предел прочности на сжатие после продувки CO составлял 12—13 кГ/см². Однако влияние шамота на температуру образования второго максимума не обнаруживалось (рис. 12) — второй мак­симум образовался при 800º С, т. е. при той же температуре, что и в смесях без добавок. Объясняется это, по-видимому, тем, что муллит (3AlO•2SiO) —основная составляющая шамота — инертен к расплаву жидкого стекла и не дает с последним тройных соединений.

При высоких температурах муллит очень устойчив и не подвер­гается разложению даже вблизи температуры плавления (1810° С).

При температуре 500—600° C из глины удаляется практически вся влага, в том числе и кристаллизационная, в то же время процесс муллитизации при этих температурах еще не начинается и химическая активность глинозема сохраняется, что должно способствовать смещению второго максимума в область более высоких температур. Действительно, из рис. 12, б видно, что смесь с добавкой 5% глины, прокаленной при 600° C, дает второй максимум прочности при 1200° C, т. е. там же, где и смесь с добав­кой необожженной глины. Напротив, в глине, прокаленной при 1300° C, процесс муллитизации прошел практически полностью, поэтому ее добавление в смеси не изменило температуру образова­ния второго максимума (рис. 12, б), так же как это имело место при добавлении шамота (рис. 12, а).

1.4.3.Влияние боксита

Опыты И. В. Валисовского и А. М. Лясса показали, что для снижения величины работы, затрачиваемой на выбивку стержней, необходимо применять ма­териалы, содержащие AlO, способные образовывать тройные соединения с NaO и SiO. Одним из таких материалов, содержа­щих значительно большее количество AlO, чем глина, является боксит, в состав которого входят гидраргиллит Al(OH), бёмит AlOOH, диаспор HAlO. Все эти материалы при нагреве разлагаются с образованием активного γ — AlO.

Наиболее известными в России являются Краснооктябрьское, Североуральское и Тихвинское месторождение бокси­тов (табл. 1).

Таблица 1 Химический состав бокситов

Месторо- ждение боксита	Содержание компонентов в %								Потери при про - каливани в %
	AlO	SiO	FeO	CaO	МgO	TiO		PO
Красноок- тябрьское Северо­уральское Тихвинское	40,1 55,6 47,12	3,1 3,09 19,4	30,9 23,4 13,51	0.46 1,92 1,6	0.2 — 0.31	1,9 2,3 —		0,12 — 0,05	23,0 12,72 18,24

На рис. 13 приведены результаты испытания смеси с 3% бок­сита Тихвинского месторождения. Из опытов видно, что законо­мерность образования второго максимума за счет AlO, содер­жащегося в боксите, оказалась такой же, как при использовании химически чистого AlO и глины. При этом небольшая (3%) добавка боксита влияет так же, как и добавка 5—7% глины.

Физико-механические свойства смесей с добавками боксита высо­кие (предел прочности при сжа­тии образцов, продутых CO, 10— 12 кГ/см²), что создает возможности для их практического использова­ния, особенно если учесть, что СССР обладает огромными запа­сами боксита.

Таким образом, введение в сме­си с жидким стеклом небольших добавок боксита позволяет расши­рить зону, благоприятную для условий выбивки («первый мини­мум»), с 400—600° C (рис. 13) до 400—1000° C (рис. 13) и в несколько раз сократить трудоем­кость выбивки стержней после их нагрева до температуры образо­вания второго максимума.

По данным Ново-Краматорского машиностроительного завода в экспериментальных условиях были получены хорошие результаты при одновременном введении в смеси с жидким стеклом 3% боксита и 12% шамотного порошка (табл. 2).

Таблица 2

Зерновой состав шамотного порошка (глинистая составляющая 18,29%)

№ сит	Остаток в %		№ сит	Остаток в %		№ сит	Остаток в %		№ сит	Остаток в %
2.5 1.6 1,0	1,0 12,4 24.6		063 04 0315	17,47 8,5 3,2		020 016 010	3,2 5.8 2,6		0063 005 Тазик	1.5 1,0 0,44

Аналогичные результаты были получены при введении в смеси с жидким стеклом не только AlO, но и других добавок, способных образовывать с NaO и SiOтройные системы с высокой темпера­турой плавления. В качестве таких добавок были взяты CaO и MgO. Согласно диаграмме состояния

Рис. 14. Диаграмма состояния системы NaO–CaO–iO.

(рис. 14) максимальная температура плавления тройных соединений, лежащих на ли­нии АА и содержащих SiO: NaO= 2,5—3,0, составляет 1200° С. Расчет показывает, что для достижений этой температуры плав­ления при 5% жидкого стекла достаточно ввести в смесь 0,5— 0,6% чистой окиси кальция. Однако смесь, содержащая даже такое незначительное количество CaO, обладает очень плохими физико-механическими свойствами: малой прочностью и большой осы­паемостью стержней, по-видимому, из-за большой гигроскопич­ности окиси кальция. Предварительное гашение CaО, добавление в смесь необходимого количества воды или использования гидро­окиси кальция Ca(OH) не улучшило существенно свойства смеси.

1.4.4.Влияние мела

Вместо окиси кальция в опытах был применен мел в количестве 1,1%, необходимом для получения второго максимума при 1200° С. Смесь обладала удовлетворительными тех­нологическими свойства­ми. Предел прочности об­разцов при сжатии после продувки СО составлял 12 кГ/см². Появление вто­рого максимума (рис. 15) наблюдалось при темпера­туре 1200° C, что соответ­ствует расчету. Увеличе­ние в 3—5 раз количества мела, вводимого в смесь, практически не изменяет положения второго макси­мума, что вытекает из рассмотрения диаграммы состояния (рис. 14).

Таким образом, добавка мела в стержневую смесь подтвердила справедливость описанных общих закономерностей и показала пер­спективность применения мела в качестве средства, облегчающего выбивку стержней из отливок.

1.4.5.Влияние окиси магния

Добавление окиси магния в смесь в небольших количествах (до 0,6%) позволяет в соответствии с тройной диаграммой NaO–MgO–SiO (линия A—A на рис. 16) повысить температуру второго максимума работы выбивки до 1400° C (рис. 17).

Однако смесь, содержащая окись магния, так же, как и CaO, гигроскопична, поэтому для получения удовлетворительных фи­зико-механических свойств смеси в нее необходимо вводить до­полнительное количество воды, либо предварительно «гасить» MgO.

Рис.17.Работа,затраченная на выбивку образцов из смеси с добавкой 0,5% MgO; 1 — высушенных при 200° C;    2 — продутых CO.

1.4.6.Влияние добавок доменного шлака

Исследовали возможность использования гранулированных доменных шлаков Енакиевского металлургического завода в составе жидкостекольных смесей для улучшения их выбивае­мости[5]. Из представленной схемы (рисунок) следует, что для улучшения выбиваемости быстротвердеющих смесей, подверг­нутых нагреву до 700—900°С, необходимо предотвратить обра­зование или снизить количество стекловидного вещества — продукта взаимодействия щелочных силикатов связующего с кремнеземом наполнителя. В состав смесей вводят вещества, отличающиеся большей химической активностью к щелочным силикатам жидкого стекла, чем кремнезем наполнителя.

Этим объясняется улучшение выбиваемости смесей известными до­бавками окислов неорганических веществ (Аl2Оз, MgO, CaO) карбонатов (СаСОз, MgCO3), соединений 2CaO. Si02 в различной форме и чистых металлов, например Аl и Mg. Домен­ные шлаки представляют собой комплексную добавку неорга­нического вещества и содержат 40—50% CaO; 3—5% MgO;

6—10% Аl20з. По гранулометрическому составу они незначи­тельно отличаются от кварцевых песков (~60% составляют зерна размером до 2, 5 мм, около 20% — 2, 5—5 мм), что не вы­зывает затруднений при приготовлении смесей. Установлено, что применение шлаков в состоянии поставки с влажностью 20—25% невозможно в связи с резким ухудшением свойств смесей. Использование высушенных шлаков из-за их высокой гидравлической активности приводит к снижению пластичности и живучести смесей. Оптимальные свойства смесей достигают­ся при введении в их состав доменных шлаков влажностью 8—10% и размером зерен не более 7 мм.

Введение в смеси 10% шлака не приводит к изменению их прочности после тепловой обработки при 200°С, при 15 и 20% шлака прочность смесей незначительно уменьшается, но оста­ется достаточно высокой (соответственно 11, 0 и 9, 0 кг/см²). Газопроницаемость смеси увеличивается с 49 до 326 при добав­ке 20% доменного шлака.

Применение даже 10—15% шлака снижает в 2—5 раз рабо­ту выбивки смесей. Еще в большей степени уменьшается рабо­та выбивки при 20% шлака.

Смеси с 10 и 15% шлака были использованы для изготовле­ния стержней отливок весом от 0, 5 до 3, 0 т. При этом трудо­емкость выбивки стержней из жидкостекольных смесей с до­менным шлаком и песчано-глинистых смесей практически не отличалась.

1.4.7.Влияние фосфорита

Интересные результаты при использовании неорга­нических добавок были получены на Бежицком сталелитейном заводе П. А. Лобановым и Н. М. Козьминым. Они установили, что добавка в смеси фосфорита резко облегчает выбивку стержней (табл. 3). При этом следует учесть опасность насы­щения поверхности отливок избыточным содержанием фосфора.

Таблица 3

Влияние добавки фосфорита на выбиваемость смесей с жидким стеклом.

Компоненты смесей	Состав в весовых частях
Луховицкий песок ............................. Тихвинский боксит ........................... Фосфорит ........................................... Жидкое стекло ................................... Мазут .................................................. Вода ....................................................	100,0 ─ ─ 6,5 0,5 1,0	100,0 3,5 ─ 6,5 0,5 1,0	100,0 ─ 1,0 6,5 0,5 1,0	100,0 ─ 3,0 6,5 0,5 1,0
Число ударов копра до разрушения образцов .............................................	35	8	3	2

1.5.Влияние органических добавок

В первом разделе главы было показано, что многие исследователи рекомендуют введение в смеси органических добавок, которые при выгорании должны разрывать пленку связующего материала и тем самым облегчать выбивку стержней. Такое утверждение в ка­честве общего принципа не может быть принято.

Выгорание органических связующих добавок происходит, как правило, при температурах более низких, чем 800° C, а при 800° C начинается образование жидкой фазы силикатов. Поэтому, если прорывы пленок вследствие выгорания органических добавок имели место, то они исчезнут, как только произойдет расплавление силикатов и образование жидкой фазы[10,11].

Поэтому никакие органические выгорающие добавки не могут изменить температуру образования второго максимума и введение таких добавок с целью расширения благоприятного для выбивки интервала температур (первого минимума) является бесполезным. Это полностью подтверждается экспериментальными данными, полученными при введении в смеси с жидким стеклом многих органических добавок, в том числе часто рекомендованных в нашей стране и за рубежом — раствора битума в уайт-спирите (рис. 18, а), мочевины (рис. 18, б), древесной муки (рис. 18, в), древесного пека, сахара и др.

При всех испытаниях органических добавок температура обра­зования второго максимума 800° C оставалась неизменной. Это, однако, не означает, что введение органических добавок для облег­чения выбивки стержней во всех случаях является бесполезным.

Прежде всего при низких температурах прогрева стержней до 400º C введение органических добавок может содействовать прорыву пленок и снижению работы, затрачиваемой на выбивку стержней. При высоких температурах, превышающих 800°C, в условиях недостатка кислорода может происходить неполное сгорание органических добавок, в результате чего между силикат­ной пленкой связующего вещества и зерном наполнителя обра­зуется инертная прослойка сажистого углерода.

Известно, что инертные прослойки снижают адгезию пленок и уменьшают прочность смесей. Поэтому введение таких добавок может уменьшить абсолютное значение величины A, при температуре образования второго максимума или близких к ней.

 Положительные результаты могут быть достигнуты лишь в том случае, если органическая добавка будет расположена на поверхности зерен наполнителя под силикатной пленкой.

Поэтому при выборе органических добавок следует отдавать предпочтение порошкообразным (рис. 18, в), которые предвари­тельно (перед добавкой жидкого стекла) необходимо смешивать с наполнителем.

 Растворы в уайт-спирите добавок типа битума имеют меньшее поверхностное натяжение, чем водный раствор силиката натрия. Если поэтому их вводить в смеси после жидкого стекла, то они не будут достаточно эффективны. Если же их ввести в смесь до жидкого стекла, то при перемешивании вязкость последнего очень быстро возрастает, что будет препятствовать вытеснению раствора битума на поверхность водного раствора силиката натрия. Бла­годаря этому положительное влияние добавки битума сохранится, хотя оно окажется менее эффективным, чем при применении по­рошкообразных органических до­бавок (рис. 18, а).

Наименьший эффект будет по­лучен при использовании водных растворов, например, мочевины (рис. 18, б).

 

1.6.Влияние хрупкой усадки

Результаты опытов (рис. 19) на отливках при разном отноше­нии толщины стенок отливки к радиусу стержней показали, что второй максимум образуется примерно при 800° C, а те же смеси с добавкой 3% глины не достигли второго максимума даже при 1150° C(). Ана­логичные результаты были получены при введении в сме­си химически чистого AlO ,MgO, мела и боксита[10,11].

Рис.19.Работа, затраченная на выбивку из отливок стержней, продутых CO и изготовлен-ных из смесей: 1 — кварцевого песка с 4% жидкого стекла; 2—кварцевого песка с 3% глины и 4% жид­кого стекла.

Сопоставляя результаты испытаний образцов, не под­вергавшихся действию жид­кого металла, и образцов, за­ливавшихся металлом, можно заметить, что работа, затра­чиваемая на выбивку стерж­ней при температуре их на­грева, соответствующей вто­рому максимуму или близкой к ней, в последнем случае в нес­колько раз выше, чем в первом. Основная причина этого заклю­чается в том, что стержни, установленные в литейной форме, подвергаются не только на­греву, но и действию сил сжатия, проявляющихся при усадке отливок в процессе их остывания.

Чем тоньше зерновое строение наполнителя или специальной добавки, тем выше величина работы, зат­рачиваемой на выбивку стер­жней. С другой стороны, для более активного химического взаимодействия веществ их целесообразно применять в тонкоразмолотом виде.

Таким образом, специаль­ные добавки, вводимые в смесь в тонкоизмельченном со­стоянии, обеспечивают значи­тельное расширение темпера­турного интервала первого максимума, но в зажимаемых местах стержней, прогревающихся до температуры второго максимума или близких к ней, величина работы, затрачиваемой на выбивку, остается значительной. Для снижения работы выбивки необходимо принимать дополнительные меры, к которым относится, например, обеспече­ние «хрупкой» усадки стержней при их охлаждении. Это может быть достигнуто принуди­тельным охлаждением стер­жней воздухом или водой, ускоренной выбивкой отли­вок из форм, применением оболочковых стержней, двухслойных стержней с облегченной сердцевиной и др.

1.7.Влияние ускоренного охлаждения

Эффективность ускорен­ного охлаждения стержней видна из опытов, проведен­ных со смесью, содержав­шей кварцевый песок, 5% жидкого стекла и 1 % NaOH[10].

 Опыты (рис. 20) показа­ли, что путем увеличения скорости охлаждения обра­зцов,

предварительно наг­ретых до температуры обра­зования второго максиму­ма (800° С), можно при­мерно в 3 раза сократить величину А. Аналогичные результаты были получены при увеличении скорости охлаждения стержней, за­литых металлом.

Здесь также трудоемкость вы­бивки стержней из отливок при применении методов ускоренного охлаждения сократилась примерно в 3 раза (рис. 21). Это подт­верждает представления о когезионном типе разру­шения смесей и влиянии на прочность стержней напря­жений, возникающих в пле­нках при их охлаждении.

1.8.Влияние количества жидкого стекла

Из расчетов прочности смесей, известно, что при данном наполнителе и данном связующем материале в случае когезионного типа разрушения прочность смеси

 

Рис. 22. Работа, затраченная на выбивку стержней, высушенных при 200°C из стальных отливок: 1 — смесь с 8% жидкого стекла; 2— то же с 6%; 3 — то же с 4%.

будет непосред­ственно зависеть от количества введенного в нее связующего мате­риала. Следовательно, чем больше жидкого стекла будет введено в смесь, тем труднее окажется выбивка стержней из отливок(рис.22).

Поэтому одним из действен­ных средств облегчения выбивки является максимальное (допусти­мое по другим технологическим показателям) снижение количества жидкого стекла в смеси.

1.9.Влияние модуля жидкого стекла

 

Изменение модуля стекла в пределах от 2.0 до 3.0 при незначительном изменении содержа­ния NaO в пределах 11,8—12.1 до 14,2—14,6% (ГОСТ 8264—56) мало влияет на условия вы­бивки стержней[11].

Существенное повышение модуля до 3,5 благоприятно сказывается на улучшении выбивки, но одновременно заметно ухудшаются техноло­гические свойства смесей — пластичность, дли­тельность сохранения физико-механических свойств, что значительно затрудняет использо­вание смесей в производстве[6]. Поэтому более целесообразной является работа на жидком сте­кле низкого модуля (в пределах, предусмотрен­ных ГОСТ 8264—56) с одновременным приня­тием мер для облегчения выбивки стержней в соответствии с приведенными выше положения­ми.

2.Улучшение выбиваемости жидкостекольных наливных самотвердеющих смесей

2.1.Изменение прочности НСС в зависимости

 от температуры нагрева

Одним из недостатков жидкостекольных НСС, тормозящих их более широкое применение в литейных цехах, является плохая выбиваемость из отливок. Причина последней – образование при 600-800ºC легкоплавких силикатов, которые при охлаждении приводят к спеканию смеси и резкому повышению её прочности. Для улучшения выбиваемости в смеси рекомендуют вводить различные добавки, однако надёжных критериев выбора этих добавок практически нет. Органические добавки чаще всего рекомендуют для улучшения выбиваемости смесей из чугунных отливок, а неорганических из стальных. Для улучшения выбиваемости жидкостекольных НСС пытались вводить в них те же вещества, что и для улучшения выбиваемости обычных пластичных жидкостекольных смесей (уголь, графит, кокс, мазут, опилки, глину, мел, пульвербакелит и др.). Однако практика показала, что многие из этих веществ снижают текучесть, устойчивость пены и прочность НСС, а также ухудшают другие свойства НСС.

Таблица 4

Составы формовочных смесей, применяемых для исследования выбиваемости

Смесь	Состав, мас. ч.
	Кварцевый песок	Феррохромо- вый шлак	Жидкое стекло	Бентонит	Вода	ДС - РАС
Пластичная жидкостекольная Пластичная самотвердеющая НСС Песчано-глинистая	100 95 95 100	― 5 5 ―	6 6 6 ―	― ― ― 10	2 2 2 8	― ― 0,07 ―

В связи с этим изучена прочность смесей после нагревания и охлаждения[7]. Их состав приведён в табл. 4. Исследования показали, что при заливке чугуном технологи­ческих проб максимальная температура прогрева НСС в центре об­разца, т. е. на глубине 25 мм равна 800°C, а при заливке сталью – 1200°C. Поэтому добавки, снижающие прочность НСС после нагрева до 800°C, считались эффективными для чугунного литья, а после про­грева до 1200°C – для стального.

Выбиваемость НСС и пластичной самотвердеющей смеси (см. табл. 4), вследствие наличия в них шлака, значительно лучше, чем обычной жидкостекольной. Несколько лучшая выбиваемость НСС по сравнению с пластичными самотвердеющими смесями обусловлена большей по­ристостью НСС. Однако выбиваемость ее, особенно при нагреве свыше 700°C, хуже, чем у песчано-глинистых смесей.

Рис.23.Влияние температуры прогрева на прочность при сжатии различных смесей: 1-самотвердеющей; 2-обычной жидкост- кольной; 3-НСС; 4-песчано-глинистой.

Кривая прочности обычной жидкостекольной смеси (см. рис. 23, кривая 2) имеет два максимума и два минимума. Такие же данные получены исследователями ЦНИИТМаша. Кривые прочности плас­тичной жидкостекольной самотвердеющей смеси (кривая 1) и НСС (кривая 3) имеют три характерных участка: резкое снижение прочности при нагреве до 200°C, небольшое изменение при 200–600°C; значи­тельное повышение при 600–1000°C и еще более высокое –при тем­пературе выше 1000° С.

Снижение прочности смесей при нагреве до 200°C объясняется ис­парением воды гелем, а также различными коэффициентами терми­ческого расширения кварцевого песка и геля кремневой кислоты. В табл. 5 приведены результаты изменений объема жидкостекольно-шлаковой композиции и НСС при нагреве их до 600° С.

 Таблица 5

Изменение объема композиции и НСС в зависимости от температуры нагрева

Смесь	Расширение (+) и усадка (–). % при температуре, °С
	100	200	300	400	500	600
Жидкостекольно-шлаковая композиция НСС	+0,08 +0,08	–4,40 +0,20	–4,60 +0,40	–4,50  + 0,75	–4,40 + 1,05	–4,20  + 1.55

В результате нагрева в пленке композиции, скрепляющей зерна наполнителя, возникают внутренние напряжения, приводящие к об­разованию трещин и частичному отрыву пленки композиции от зерна песка. Поэтому сушка стержней или форм из НСС, выдер­жанных после изготовления более 2 ч, уменьшает их прочность. Осо­бенно сильно снижается прочность, если стержни и формы из НСС вы­держаны до сушки сутки и более.

При прогреве НСС до 700–720°C размягчение жидкостекольно-шлаковой композиции не наблюдается, т. е. она находится еще в твер­дом состоянии. После охлаждения прочность смеси существенно не изменяется и выбиваемость ее вполне удовлетворительна.

Как показали исследования А. П. Семика, в интервале температур 720–1060°С жидкостекольно-шлаковая композиция плавится. Обра­зующаяся жидкая фаза взаимодействует с зернами песка и приводит к спеканию смеси при охлаждении, в результате чего прочность НСС возрастает, а выбиваемость ухудшается. Вязкость композиции при 720—1060°C превышает 200 Па • с, поэтому проникающая способ­ность ее в поры смеси небольшая. При нагреве смеси выше 1060°C вязкость ее вследствие расплавления композиции снижается и при 1100°C составляет 8 Па • с. Благодаря этому резко возрастает про­никающая способность композиции в поры между наполнителем, вследствие чего (после охлаждения) прочность НСС значительно уве­личивается, а выбиваемость резко ухудшается.

О расплавлении связующей композиции можно судить по умень­шению прочности НСС, измеренной непосредственно при высоких температурах (табл. 6).

Наблюдалось, что при нагреве до800°C после приложения нагрузки образец рассыпался на куски, а при 800ºC и выше начинал течь.

Нерастворившаяся часть шлака является включениями в связую­щем и частично снижает прочность НСС, поэтому выбиваемость

 

Таблица 6

Влияние температуры на прочность НСС

Время выдержки образцов в печи, мин	Прочность на сжатие, кгс/см (9,8-10 Па), при нагреве, °C
	200	400	600	800	1000	1200	1300
5 30 45 60	10,0 9,0 8,5 8,0	8,5 7,5 7,0 6,5	7,0 6,0 5,8 5,0	2,0 1.8 1,0 0,5	1,0 0,5 0,2 0	0,3 0 0 0	0 0 0 0

НСС немного лучше, чем у обычных жидкостекольных смесей, не содержа­щих феррохромового шлака.

2.2.Влияние усадки отливки

 

Кроме температуры, на выбиваемость НСС в значительной мере влияет усадка отливки. Об этом свидетельствуют результаты экспе­риментов с различными железоуглеродистыми сплавами по заливке в форму при 1550°C (табл. 7).

Таблица 7

Влияние усадки сплавов на выбиваемость НСС

Сплав	Усадка сплава, %	Работа выбивки, Дж, при плотности смеси, 10 кг/м
		1,1	1.3	1,5	1,7
Серый чугун СЧ 15-32 Половинчатый чугун Белый чугун Сталь ЗОЛ	0,9—1,1 1,4—1,6 1,9—2,1 1.9—2,1	5,0—5,5 6,0—6,5 7,0—8,0 7,5—8,0	14—15 18—20 23—25 24—25	46—48 62—64 78—80 78—80	120—125 156—160 195—205 195—205

Поскольку усадка стали больше, чем чугуна, выбиваемость НСС из стальных отливок в 1,5–1,6 раза хуже, чем из чугунных вследствие увеличения сил сжатия на стержень.