Разработки в области стального и чугунного литья

Тип работы:
Реферат
Предмет:
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ


Узнать стоимость

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

50 /3 (72
ГГ: ГГ tr. r^fj^cn'-f,
(72), 2013-
УДК 621. 74 Поступила 19. 09. 2013
Э. Б. ТЕН, В. Д. БЕЛОВ1, Национальный исследовательский технологический университет «МИСиС»
РАЗРАБОТКИ В ОБЛАСТИ СТАЛЬНОГО И ЧУГУННОГО ЛИТЬЯ
Описано применение ряда перспективных литейных технологий, применяемых для получения отливок из стали и легированных чугунов со специальными свойствами, таких, как технология центробежного литья крупногабаритных заготовок из стали, методика прогнозирования состава шлака при выплавке высоколегированных марганцовистых сталей, способ комплексного модифицирования хромистых чугунов, анализ свойств перспективного высоколегированного алюминиевого чугуна.
The article describes the use of a number ofpromising casting technologies applied to produce the castings of steel and cast iron with special properties. Such as, technology of centrifugal casting of large-size workpieces made of steel, forecasting method composition of slag in the smelting of high-manganese steels, method of complex modifying chromium cast irons, analysis of properties of perspective high-alloy aluminium cast iron.
таких отливок очень востребована технология вне-печной обработки стали РЗМ.
Еще одна проблема литья высокохромистой стали — склонность к окислению и формированию в отливках дефектов в виде оксидных плен. Для решения этой задачи необходимо разливать сталь быстро, при температурах, превышающих температуру пленообразования, и без захлестывания струи расплава, для чего применяли специальную конструкцию заливочной воронки (рис. 2).
Широкий интервал кристаллизации высокохромистой стали вызывает формирование в отливках широкой зоны пористости. Обычно для сужения зоны пористости интенсифицируют охлажде-
Получение центробежным литьем крупногабаритных стальных заготовок обойм турбогенераторов. Получение методом литья качественных толстостенных заготовок обойм турбогенераторов (рис. 1) из стали типа 20Х12Л массой 2,0−4,5 т, которые имеют вид массивных колец с наружным диаметром 1600−2200 мм, толщиной стенки 200 400 мм и высотой 250−450 мм, представляет собой непростую техническую задачу
При таких размерах отливки затвердевают медленно, поэтому в них высока вероятность образования нежелательной структуры, усадочных дефектов, газовых раковин, различных видов сегрегации, поражения оксидными пленами и т. д. Эти проблемы особенно усиливаются, если сталь является высокохромистой, поскольку отливки из такой стали имеют высокую склонность к газонасыщению и формированию в них газовых раковин и пор Поэтому весьма востребована технология продувки жидкой стали в ковше инертным газом для очистки от растворенного водорода, удаления неметаллических включений и гомогенизации расплава
Кроме того, отливки из высокохромистой стали затвердевают медленнее из-за низкой теплопроводности Это в сочетании с широким интервалом кристаллизации обусловливает формирование в них грубой транскристаллитной структуры, что предопределяет низкий уровень и неоднородность ме-
гг Рис .1. Обойма турбогенератора и литая заготовка для него
ханических свойств. Поэтому при производстве л- г г
1 В работе участвовали канд. техн. наук Е. В. Рожкова, А. И. Конюхова, А. С. Дрокин, Е. Ю. Лихолобов и др.
гь I f t 41
1 ! 7 (
ikm i 1 L i ]м

Wm ////// '-/////, ////// //////. WA ¦Vf J *
//////
ФШШ
т-щ
а 6
Рис. 2. Схема заливки стали в изложницу (а) и устройство заливочной воронки (б)
ние отливок. Но при литье высокохромистой стали этот технологический прием малоэффективен из-за низкой ее теплопроводности.
Вместе с тем, проблема пористости может быть успешно решена за счет применения метода центробежного литья с минимально допустимой скоростью вращения изложницы на стадии разливки стали для предотвращения захлестывания расплава и предельно высокой — на стадии затвердевания отливки для минимизации пористости
Но при этом для обеспечения направленности затвердевания от поверхности изложницы к внутренней последнюю накрывают теплоизолирующей или экзотермической смесью
Таким образом, для получения качественных литых заготовок обойм турбогенераторов необходима комплексная технология плавки и литья. Такая задача успешно решена на кафедре технологии литейных процессов НИТУ «МИСиС» по заказу южнокорейской компании «Turbo Power Tech Ltd. ».
Совершенствование технологии плавки стали 110Г13Л. При всех вариантах выплавки стали 110Г13Л качество отливок во многом определяется тщательностью проведения восстановительного периода по минимизации суммарного содержания оксидов S (% FeO + % MnO), а также эффективностью внепечной (ковшевой) обработки стали
Контроль S (% FeO + % MnO) традиционно осуществляют путем отбора проб шлака и анализа его химического состава, что связано с ощутимыми трудовыми и временными затратами В связи с этим изучена возможность прогнозирования S (% FeO + % MnO) путем экспрессного измерения активности кислорода Теоретической предпосылкой для этого стали результаты термодинамической оценки раскислительного потенциала углерода, марганца и кремния в жидкой стали перед выпуском ее из печи для реакций:
[С] + [O] = {CO}, (1)
[Si] + 2 [O] = (SiO2), (2)
[Mn] + [O] = (MnO). (3)
/-г: гг: гг: г^Ш'-лтгп /сл
-3 (72), 2013 / и I
Сопоставление полученных данных (табл. 1) показывает, что в стали 110Г13Л марганец обеспечивает наиболее низкое содержание растворенного кислорода в сравнении с углеродом и кремнием Таким образом, в конце восстановительного периода плавки определяющим элементом-раскислителем жидкой стали 110Г13Л является марганец.
Т, а б л и ц, а 1. Сравнительные данные о раскислительной способности углерода, кремния и марганца в стали 110Г13Л в конце восстановительного периода
Параметры раскисленности стали Раскислитель
углерод кремний марганец, при активности a, MnO)
0,1 0,05
[O], % 0,790 0,291 0,188 0,94
аЮ], ppm 11 4,1 2,7 1,3
На основе полученных результатов разработана и реализована методика прогнозирования содержания в шлаке S (Fe0 + MnO) измерением активности кислорода a[0] в расплаве при известной в нем концентрации марганца (рис. 3).
Кафедра ТЛП успешно сотрудничает с французской компанией «Sambre et Meuse» в области освоения производства рам боковых и балок над-рессорных грузовых железнодорожных вагонов c соответствии с российскими требованиями.
Установление легирующего эффекта модифицирования низкохромистого чугуна. Низкохромистые чугуны (4−5% хрома) обычно имеют структуру ледебуритной эвтектики с нелегированным Fe3C и легированным (Fe, Сг) зС цементитом. В чугуне, обработанном Fe-Si-Mg-лигатурой, имеет место трансформация фазового строения в направлении уменьшения и полного исчезновения доли цементита и образования высокохромистого карбида (Cr, Fe)7C3 (рис. 4).
0 2 4 6 8 10 12
*[Цц!0Л %
Рис. 3. Взаимосвязь активности кислорода в стали и ЕеО + МпО) в шлаке при различном содержании в ней марганца: 1, 2 — содержание марганца в стали 11,5 и 15,0% соответственно
52/
/хггггг: г/-гтшглтг: п
3 (72), 2013-
Показано, что легирующий эффект модифицирования низкохромистого чугуна (4−6% Сг) является следствием перехода расплава чугуна в сильно неравновесное состояние в условиях мощного модифицирующего воздействия Fe-Si-Mg-лига-туры При этом в расплаве образуется множество микрозон с высоким содержанием элементов ф и Mg), повышающих активность углерода. По этой причине в этих зонах становится возможным формирование карбида (Сг, Fe)7C3, который обычно образуется в высокохромистых (8−9% Сг) чугунах.
Термодинамический анализ подтвердил, что на начальной стадии растворения модификатора, когда в микрозонах содержание кремния и магния превышает 20 и 2,4% соответственно (рис. 5), имеются все предпосылки для образования карбида Сг7С3 по реакции [Сг] + 3 [С] = Сг7С3, ТВ. (Фактически образуется смешанный карбид (Сг, Fe)7C3, поскольку это энергетически более предпочтительно)
Исследование свойств высоколегированного алюминиевого чугуна. Чугун ЧЮ22Ш обладает хорошим сочетанием механических и жаростойких свойств, а также пониженной плотностью. Поэтому представляет собой перспективный литейный сплав. Однако некоторые его литейные и физические свойства были изучены недостаточно. В частности, по этой причине исследовали параметры питания и теплофизические свойства при высоких температурах
Параметры питания (дистанцию питания от прибыли LдП, дистанцию действия торцевого эффекта Lтэ и суммарную дистанцию эффективного питания = Lдп + Lтэ) изучали на специальных 2-, 3- и 4-лепестковых брусковых пробах толщиной 6, 12, 24, 30, 36, 42 и 48 мм при ширине 100 мм. Зоны пористости выявляли на темплетах брусков замером твердости (HRC) по осевой линии на расстояниях, кратных толщине лепестка t. Для всех
плит толщиной от 6 до 48 мм (семь типоразмеров) получены распределения твердости вдоль осевой линии темплетов. На рис. 6 показаны распределения твердости для плит толщиной 6 и 48 мм
В табл. 2 приведены результаты определения параметров питания отливок толщиной 6, 12, 24, 30, 36, 42 и 48 мм
Т, а б л и ц, а 2. Параметры питания отливок различной толщины
Толщина отливки 1, мм? ДП ?ТЭ ^ = ?ДП + ?ТЭ
6, 12 и 24 Не выявляется & gt-7t
30 2,25t 2,75t 5,00t
36 2,49t 4,37t
42 1,7^ 2,36t 4, ^
48 1,76t 2,29t 4,05t
С увеличением толщины отливок значения параметров их питания уменьшаются по следующим зависимостям:
Lдп = 33,2^°, 78- Lтэ = 41,577- = 74,177.
При малых и небольших толщинах отливок параметры питания относительно велики и потому большая величина дистанции эффективного питания (?^ & gt->- 0 позволяет получать отливки без усадочных дефектов с минимальным количеством прибылей или вовсе без них При больших толщинах отливок значения? дп, ?тэ и сопоставимы с величиной t и потому их качественное питание не обеспечить без учета указанных параметров питания
Теплофизические свойства чугуна необходимы для компьютерного моделирования процессов заполнения расплавом полости литейных форм, затвердевания и остывания в них отливок с целью выбора наилучшего варианта технологии получения их без литейных дефектов Однако такие све-
Рис. 4. Структурная диаграмма фазового состава низкохромистого чугуна, модифицированного Fe-Si-Mg-лигатурой
Рис. 5. Зависимости АОТ от температуры для реакции образования карбида Сг7С3 в немодифицированном (1) и модифицированном (2−4) чугунах при следующих содержаниях Si и Mg в микрозонах: 2 — 20% Si и 2,4% Mg- 3 — 30% Si и 3,6% Mg- 4 — 50% Si и 6% Mg
/гггтт* г: гсгтпштггг / со
-3 (72), 2013/ 1111
Рис. 6. Распределение твердости вдоль осевой линии темплетов различной толщины: а — Г = 6 мм- б — Г = 48 мм Т, а б л и ц, а 3. Теплофизические свойства чугуна ЧЮ22Ш
Свойства Температура, °С
500 600 700 800 900 1000
Теплоемкость удельная Сч, Дж /(кг •К) 536 ± 0,001 549 ± 0,001 559 ± 0,001 565 ± 0,001 573 ± 0,001 585 ± 0,001
Теплопроводность 1ч, Вт/(м • К) 12,64 ± 0,028 13,11 ± 0,068 13,64 ± 0,048 14,19 ± 0,136 14,93 ± 0,157 15,53 ± 0,141
Температуропроводность ач, 10−6 м2/с 3,99 ± 0,009 4,04 ± 0,021 4,13 ± 0,014 4,25 ± 0,041 4,41 ± 0,047 4,49 ± 0,041
дения по чугуну ЧЮ22Ш отсутствуют. Поэтому в работе определяли теплоемкость, теплопроводность и температуропроводность чугуна ЧЮ22Ш в интервале температур 500−1000 °С (табл. 3).
Удельная теплоемкость чугуна ЧЮ22Ш с повышением температуры возрастает и составляет 536 Дж/(кгК) при 500 °C и 585 Дж/(кг-К) при 1000 °C, что сопоставимо с аналогичным показателем для нелегированного чугуна с шаровидным графитом (ЧШГ).
Теплопроводность чугуна ЧЮ22Ш с повышением температуры возрастает более существенно, чем теплоемкость: с 12,64 Вт/(м К) при 500 °C до 15,53 Вт/(м • К) при 1000° С. Полученные значения заметно меньше приводимых в литературе: 16,28 Вт/(м • К) при 200 °C и 26,75 Вт/(м • К) при 500 °C. При одинаковой температуре (500 °С) значения отличаются более чем в 2 раза Предполагается, что приводимые в работе показатели теплопроводности более надежны, поскольку получены на современной аппаратуре, причем каждое значение измерено пятикратно и выполнено в широком интервале температур. Исходя из этого, можно считать, что алюминиевый чугун ЧЮ22Ш имеет теплопроводность примерно в 3 раза ниже, чем нелегирован-
ный чугун ЧШГ с ферритной металлической матрицей, который при 400 °C имеет коэффициент теплопроводности 38 Вт/(м-К). Поскольку теплопроводность у нелегированного чугуна уменьшается с повышением температуры, а у чугуна ЧЮ22Ш, наоборот, возрастает, то в области рабочих температур 1000−1100° С это различие должно сильно сократиться
Коэффициент температуропроводности у чугуна ЧЮ22Ш монотонно возрастает с 4−10−6 до 4,540^ м2/с при увеличении температуры с 500 до 1000 °C. У нелегированного чугуна ЧШГ этот показатель равен (5,5−6,5) •Ю-6 м2/с при 600 °C и (5,0−5,6) •Ю-6 м2/с при 800° С. Сопоставление данных показывает, что чугун ЧЮ22Ш при температурах 600 и 800 °C имеет температуропроводность соответственно на 33 и 20% ниже, но при более высоких температурах температуропроводность чугунов ЧЮ22Ш и ЧШГ будет мало различаться
По чугуну ЧЮ22Ш получены также интересные результаты по активности кислорода в расплаве до и после сфероидизирующего модифицирования, а также условия, при которых обеспечивается формирование графита шаровидной формы

ПоказатьСвернуть
Заполнить форму текущей работой