Литье

—загрузка 5 тонн шихты (кроме  возврата) –15 минут;

—расплавление -- 1 час 5 минут;

—доводка до заданного  химического состава -- 40 минут;

—загрузка возврата 1 тонна 10 минут;

—расплавление возврата 15 минут;

—доводка по температуре 25 минут.

Отсюда следует, что  часовая производительность печи составляет 1/3 от ее садки.

Массовая доля шихтовых компонентов [31]:

Табл. 1.4. Массовая доля шихтовых компонентов

Компоненты	С,%	Si,%	Mn,%	P,%	S,%
чугун Л1	3,5	3,3	0,5	0,11	0,02
чугун Л2	3,6	3,0	0,5	0,12	0,03
возврат собственного производства	3,3	2,1	0,7	0,10	0,09
стальной лом	0,2	0,3	0,8	0,05	0,05
брикетированная чугунная стружка	3,3	2,1	0,7	0,10	0,09

 

Расчет содержания компонентов  для первой плавки.

Табл. 1.5. Содержания компонентов для первой плавки

Компоненты	кг	%	С,%	Si,%	Mn,%	P,%	S,%
чугун Л1	5	5	0,175	0,165	0,025	0,0055	0,001
чугун Л2	10	10	0,36	0,33	0,05	0,012	0,003
возврат собственного производства	50	50	1,65	1,05	0,35	0,05	0,045
стальной лом	20	20	0,04	0,06	0,16	0,01	0,01
брикетированная чугунная стружка	15	15	0,5	0,015	0,105	0,015	0,0135
всего на сто килограмм  металла	100	100	2,72	1,62	0,69	0,0925	0,0725

 

Так как плавка в индукционной печи ведется с загрузкой шихты  в жидкий металл, оставшийся от предыдущей плавки. В связи с этим нагрев и расплавление шихты связан с растворением шихты в жидком металле, которое сопровождается массопереносом между фазами и поглощением теплоты не только на нагрев, но и на растворение. Это говорит о том, что в индукционной печи энергетически выгодно использовать низкокремнистые шихтовые материалы, а содержание кремния доводить до требуемого при помощи ферросплавов.

Будем использовать основную футеровку, так как кислая футеровка  менее стойка:

                            Табл. 1.6. Стойкость футеровки

основная	500-600 плавок
кислая	200-300 плавок

 

Количество флюса 3-5 % от всей массы шихты. На одну загрузку (12 тонн металла) нужно 0,5 тонн шлака. Всего  же флюса нужно 13,67 тонн. В качестве флюса будем использовать (по возможности битое стекло) песок.

Для повышения содержания углерода в шихту добавляют науглероживающие добавки - карбюризаторы. В качестве карбюризатора используем электродный  бой (усвоение углерода 80 %). Углерод  имеет угар 10 %. У нас в шихте  не хватает углерода:

3,35-2,72=0,63 %,

на угар:

Z - 0,1*Z = 0,90*Z;

Z=3,4C/0,9=3,78 %;

составляем пропорцию:

X/100=0,36/80;

X - в килограммах электродного боя на 100 килограмм;

X=0,788 кг

На одну садку печи (12 тонн) нужно 94,56 килограмм электродного боя.

Для повышения содержания кремния в шихту добавляют ферросилиций ФС-75, где 75 % кремния.

У нас в шихте не хватает кремния:

2,4-1,62=0,78 %,

составляем пропорцию:

X/100=0,78/75;

X - в киллограммах ферросилиций ФС-75 на 100 киллограмм;

X=1,04 кг

На одну садку печи (12 тонн) нужно 124,8 киллограмм ферросилиций ФС-75.

Для повышения содержания марганца в шихту добавляют ферромарганец  ФМн-75, где 75 % марганца.

Всего металла на одну плавку нужно 12 тонн, но так как мы используем в шихте около 50 % собственного возврата следовательно реально нужно металла 6 тонн.

Сфероидизирующая обработка и  инокулирование.

Десульфурация производится в тех случаях, когда шихта  или техника плавки не обеспечивают получение заданного содержания серы в расплаве перед глобуляризующей обработкой. Содержание серы в чугуне (после десульфурации) не должно превышать 0,01-0,25%.

Используем десульфурацию  продувкой через пористую огнеупорную  трубку (метод пористой пробки или Газаль-процесс). Метод позволяет в течении 1,5-2 минут снизить исходное содержание серы на 85-90% при расходе реагента (карбида кальция), равным примерно десятикратному исходному содержанию серы.

Десульфурация сопровождается значительными потерями температуры, что требует дополнительного  нагрева чугуна в электропечах до начала сфероидезирующей обработки, а также вызывает необходимость удаления отработанных реагентов и шлака из расплава.

Предсфероидизирующее  инокулирование имеет целью создание  в расплаве чугуна повышенного числа эффективных зародышей графита, что позволяет уменьшить переохлаждение, облегчить последующую сфероидизацию графита, а также после сфероидизирующее (вторичное) инокулирование. Предсфероидизирующее инокулирование выполняют обычно с помощью малых добавок графита, ферросилиция, карбида кремния, силикокальция или других реагентов.

Сфероидизирующая обработка. Формирование шаровидного графита  в промышленном чугуне обычно осуществляется малыми добавками магния. Хотя формирование шаровидного графита способствуют многие химические элементы (церий, кальций, литий, иттрий, натрий и другие), магний и его сплавы остаются наиболее экономичными и доступными сфероинизаторами графита в производстве чугуна с шаровидным графитом.

Наиболее распространенные сфероидизаторы – металлический  магний, магнийсодержащие лигатуры, магниевый кокс.

Наименьшие суммарные  издержки и ресурсоемкость производства обеспечивает конверторный способ сфероидезирующей обработки, при котором не требуется обессеривание, потери температуры минимальны, используется весь возврат собственного производства, расходуется наименьшее количество технологических материалов.

0,1% магния помещают  в реакционную камеру, закрытую  перфорированной огнеупорной крышкой, в ковш конверторного типа заливают чугун. При повороте ковша чугун реагирует с магнием.

Послесфероидизирующее (вторичное) инокулирование – обработка жидкого чугуна графитизирующими добавками (обычно ферросилицием) после сфероидезирующей добавки.

Лучший способ графитизации модифицированного чугуна заключается  в равномерной добавке инокулятора  в струю металла, где достаточно развита турбулентность, обеспечивающая быстрое растворение и однородное перемешивание по всему объему жидкого чугуна.

Порошково-струйное инокулирование предусматривает подачу инокулятора  зернистостью менее 1,5 миллиметров в струю воздуха, которая направлена в струю чугуна при выходе ее в заливочную воронку формы.

Самым эффективным и  стабильным средством инокулирования жидкого металла является графитизирующее модифицирование чугуна с шаровидным графитом в полости литейной формы. Однако этот метод сложный, так как требует тщательной проработки литниковых систем, достаточно высокой (1400°С) температуры заливки.

 

1.12. Расчет загрузки форм.

 

Для определения массы груза  или усилия, по которому должно быть выбрано крепление формы, необходимо подсчитать силу действия расплава на верхнюю полуформу.

При наличии стержней, которые при всплывании опираются  на верхнюю опоку, давление жидкого металла на верхнюю опоку определяется по формуле [28]:

P=F*H*Yм+V_ст*Yм-V_стYст.;

F - площадь горизонтальной проекции отливки на плоскость формы;

V_ст - объем стержней;

Yст - удельный вес стержней;

Yм - удельный вес жидкого металла;

H - расстояние от поверхности приложения давления до уровня в литниковой чаше.

Н=300 мм;

 см²

Yм=7 г/см³

Y_ст=1,5 г/см³

Объем стержня определяем путем построения объемной модели в системе AutoCAD версии 14.

V_ст=6,05*10^-4 м³=605 см³;

 г=23,2 кг;

Так как отливок в форме две, то умножим на два:

P=23,2*2=46,4 кг

Нужно теперь сравнить вес полученный с весом верхней опоки:

V_оп=1,5*1,1*0,4=0,66 м³

М_оп=1700*0,66+2148=3270 кг

Из расчетов видно, что опоки  нагружать ненужно.

 

1.13. Расчет потери перегрева при прохождении металла

через литниково - питающую систему.

 

тепловые потери перегрева  в стояке:

,

DТ_с - температура в конце стояка,

b_ф=1600 В_т*с /(м²*К),

b_ф - коэффициент аккумуляции формы,

Т_L=1275 °С=1275+273=1548 К,

Т_L - температура ликвидус,

Т_ф=20 °С=20+273=293 К,

Т_ф - температура формы (в данном случае температура окружающей среды),

H_с=0,3 м,

H_с - высота стояка,

C₁=837 Дж/(кг*К) ,

C₁ - удельная теплоемкость расплава,

r₁=7000 кг/м³,

r₁ - плотность жидкого металла,

R_с.=Vc/fc=0,0073 м ,

                                                             Vc=h*Fc=0,3*0,00069=0,000207 м³,

fc=pDc×h=0,02826 м²,

R_с   - приведенный размер стояка;

Vc   - объем стояка,

fc - площадь охлаждаемой поверхности стояка,                      

                                                     Uc=Hc/tc=0,3/0,59=0,51 м/с,

                                                     h=H_с=0,3 м,

                                                    mc=FcHcr=0,069×3×7=1,45 кг,

                                                    tc=(1,45×20)/(49,2)=0,59 с,

Uc - скорость течения расплава в стояке, м/с;

tc   - время прохождения рнасплава по стояку, с;

мс - масса стояка;

К ,

расчет потерь перегрева  при прохождении через соединение стояка со шлакоуловителем:

,

DТ_шл - температура в конце шлакоуловителя,

Rшл – приведенный размер шлакоуловителя, м;

Uшл – скорость течения расплава в шлакоуловителе, м/с;

                                                            Uшл=lшл/tшл=0,08/0,15=0,53 м/с ,

l_шл – длина шлакоуловителя,            l_шл=0,08 м,

R_шл=F_шл/P_шл=0,0066/0,1025=0,0064 м;

t_шл - время заполнения расплавом шлакоуловителя;

mшл – масса шлакоуловителя,        mшл=0,37 кг;       

                                                         tшл=(0,37×20)/49,2=0,15 c;

P_шл - периметр шлакоуловителя,

F_шл – площадь шлакоуловителя,

К ,

расчет потерь перегрева  при прохождении через соединение шлакоуловителя с питателем:

,

Т_шл - температура в конце шлакоуловителя,

Rп – приведенный размер питателя, м;

Uп – скорость течения расплава в питателе, м/с;

                                                           Uп=lп/tп=0,0225/0,038=0,59 м/с ,

l_п – длина питателя,                       l_п=0,0225 м,

                                                          R_п=F_п/P_п=0,0006/0,096=0,00625м;

t_п - время заполнения расплавом питателя;

mп – масса питателя,        mп=0,0945 кг;       

                                                         tп=(0,0945×20)/49,2=0,038 c;

P_п - периметр питателя,

F_п - площадь питателя,

                           К ,

 

1.14. Расчет потери перегрева при прохождении металла

через отливку.

 

Учитывая конфигурацию отливки и для простоты расчетов, условно разбиваем ее на горизонтальный, два наклонных и один вертикальный каналы.

Расчет потери перегрева  при прохождении расплава через  горизонтальный канал.

Т₁ - температура в конце первого участка,

L₁=0,065 м,

L₁ – длина первого канала,

Из рисунка 1 видно, что  площадь сечения канала S=2195,88 мм² и периметр P=206,82 мм, следовательно объем равен:

V₁=2195,88*40=87835,2 мм³;

S₁=206,82*40=8272,8 мм²;

R₁=V₁/S₁;

R₁=87835,2/8272,8=10,62 мм=0,011 м;

R₁ ¾ приведенный размер первого участка;

V₁ — объем первого участка,

f₁ — площадь охлаждаемой поверхности первого участка,