Hutnické listy č.5/2009, roč. LXII ISSN 0018-8069
Slévárenství Foundry Industry
slévárenství Ochlazovací účinek slévarenských forem ze směsí s nekřemennými ostřivy Cooling Effect of Foundry Moulds from Mixtures with Non-quartz Base Sands Prof. Ing. Petr Jelínek, CSc. Dr.h.c.∗, Ing. Ervín Marko∗∗ , Ing. Petr Lichý, Ph.D.∗, Ing. Michal Cagala∗,∗ Vysoká škola báňská – Technická univerzita Ostrava, ∗∗ Slévárny Třinec, a.s.
Příspěvek se zabývá stanovením součinitele tepelné akumulace formy (bf) s nekřemennými ostřivy (chromit, magnezit, dunit, magnolit, olivín) za pomoci zkušebních odlitků, polonekonečné desky s jednorozměrným teplotním polem. K výpočtu bylo použito postupů podle G. Halbarta, A.I. Vejnika a G.A. Anisoviče. Zatímco první dva postupy vycházejí především ze stanovení doby tuhnutí odlitku, postup G.A. Anisoviče vedle doby tuhnutí využívá množství akumulovaného tepla formou, které je úměrné ploše pod parabolou teplotního pole. K pojení bylo použito alkalických silikátů (CO2 proces) a umělých pryskyřic (furan, resol CO2). Nejvyšší ochlazovací účinek byl naměřen u magnezitové formy s vodním sklem, nejnižší u kombinace magnolit (dunit) – vodní sklo. Použití umělých pryskyřic jako pojiv, výrazně snížilo ochlazovací schopnost chromitových forem. Pořadí ochlazovacího účinku formovacích směsí s ostřivy zůstává zachováno podle jednotlivých autorů, pouze absolutní hodnoty se liší (nejvyšší podle G. Halbarta, nejnižší podle G.A. Anisoviče). Bf není konstantou, ale součinitelem, závisejícím na konkrétních podmínkách dané formy. Je silně ovlivňována licí teplotou a tudíž i kovem odlitku, obsahem vlhkosti, druhem a obsahem pojiva, granulometrií a stupněm upěchování (pórovitostí) formy. Znalost bf konkrétních forem skýtá technologům široké možnosti při ovlivňování doby tuhnutí i kvality vyráběných odlitků. The contribution deals with determination of a coefficient of heat accumulation of a mould (bf) with non-quartz base sands (chromite, magnesite, dunite, magnolite, olivine) with the aid of test castings, a semi-endless plate with onedimensional temperature field. Processes according to G. Halbart, A. I. Vejnik, and G. A. Anisovic were used for calculation. While the first two processes result above all from determination of the solidification time of the casting, the process by G. A. Anisovic besides the solidification time utilizes the heat amount accumulated by the mould that is proportional to the area under the temperature field parabola. Alkaline silicates (CO2 process) and synthetic resins (furan, resol CO2) were used for binding. The highest cooling effect was measured for a magnesite mould with sodium silicate, the lowest one for a magnolite (dunite) – sodium silicate combination. The use of synthetic resins as binders has decreased the cooling ability of chromite moulds considerably. The cooling effect of moulding mixtures with base sands preserves the order according to individual authors, only the absolute values differ (the highest one according to G. Halbart, the lowest one according to G. A. Anisovic). The bf isn’t a constant but a coefficient dependent on particular conditions of the given mould. It is strongly influenced by casting temperature and thus by a casting metal too, by moisture content, kind of binder and its content, granulometry, and a compaction degree (porosity) of the mould. Knowledge of the bf of individual moulds provides extensive possibilities to technologists at influencing the solidification time and quality of produced castings too.
Úvod Forma a její fyzikálně-chemické vlastnosti rozhodují nejen o povrchové, ale i vnitřní kvalitě odlitků. Pro simulaci slévárenských procesů, především krystalizace a chladnutí odlitků, je nutno znát především ochlazovací účinek formy - tepelnou (λ) a teplotní vodivost (a) a koeficient tepelné akumulace formy (bf) (součinitel tepelné difuzivity). Posledně jmenovaný je potřebný též
pro stanovení konstanty tuhnutí při výpočtech doby tuhnutí odlitků (tepelných uzlů). S nástupem umělých a přírodních nekřemenných ostřiv je proto potřebná znalost jejich tepelně-fyzikálních charakteristik. Příspěvek se zabývá metodami a experimentálním měřením koeficientu tepelné akumulace forem s nejpoužívanějšími nekřemennými ostřivy, pojenými jak organickými (furanová ST-směs, CO2 – resol) tak
75
Slévárenství Foundry Industry
Hutnické listy č.5/2009, roč. LXII ISSN 0018-8069
anorganickými pojivy (vodní sklo, CO2 – proces) o složení, odpovídajícím praxi českých sléváren, především ocelí.
Minimální objemová hmotnost jader odpovídá jádru s předformovanými otvory pro uložení termočlánků. Maximální objemová hmotnost platí pro plná jádra.
Nekřemenná ostřiva a složení směsí Tab. 1 Složení směsí s nekřemennými ostřivy Tab. 1 Composition of mixtures with non-quartz base sands
Označení směsi č. 1
č. 2
č. 3
č. 4
č. 5
č. 6
Složení směsí [hm. d.] 100 Magnezit 6,4 vodní sklo 0,2 voda 100 Dunit 8,0 vodní sklo 0,2 voda 100 Olivín 5,1 vodní sklo 0,2 voda 100 Chromit 1,8 Resol.pryskyřice (Ecolotec 600) 40 Chromit 60 Olivín 4,0 vodní sklo 100 Chromit 1,2 furan. pryskyřice 0,65 katalyzátor
Vlhkost směsi [%] 3,2
3,9
2,2
Sypná hmotnost ve zhuštěném stavu vibrací má vyšší hodnoty, nežli objemové hmotnosti jader.
Experimentální metody stanovení koeficientu tepelné akumulace formy (součinitel difuzivity formy) Řada autorů při stanovení koeficientu tepelné akumulace formy (bf) vychází ze stanovení doby tuhnutí zkušebních odlitků (τ1) [1-5]. Pro odlitek polonekonečné desky, s lineárním teplotním polem, pak získáme tvar obecné Fourierovy diferenciální rovnice přestupu tepla v homogenním a izotropním tělese:
nestanoveno
σt σ2 t = a2 στ σx 2
2,1
kde:
Pojivo vodní sklo (48/50 °Bé ; m = 2,3 ; KP = 5,6 % Na2O) bylo vytvrzováno CO2 – procesem. Resolová pryskyřice s pojivem Ecolotec 600 byla rovněž vytvrzována CO2. K vytvrzení směsi s furanovou pryskyřicí (X 850 H.-A.) bylo použito tvrdidla 100T3 (PTS – kyselina).
Sypná hmotnost jednotlivých ostřiv byla stanovena po spěchování vibrací do konst. objemu. Forma zkušebního odlitku desky byla tvořena dvěmi nepravými deskovitými jádry z důvodu zajištění definované a rovnoměrné objemové hmotnosti při pěchování i přesné polohy termočlánků, měřících teplotní pole (tab. 2). Tab. 2 Sypná hmotnost ostřiv a objemová hmotnost jader Tab. 2 Loose bulking density of base sands and bulk density of cores
Označení směsi č. 1 č. 2 č. 3 č. 4 č. 5 č. 6
76
2310 1760 2100 3270 2606 3270
-
teplota doba
a
-
teplotní vodivost
x
-
vzdálenost od rozhraní forma-kov
Objemová hmotnost jader min. – max. [kg/m3] 2213 – 2294 1749 – 1779 1990 – 2011 2911 – 3067 2474 – 2555 2891 - 2911
λ cρ
Množství tepla uvolněné kovem na jednotku plochy styku forma-kov (q) :
2 ts π
q= kde:
Sypná hmotnost ostřiv a objemová hmotnost formy
Sypná hmotnost ostřiv [kg/m3]
t τ
nestanoveno
Ověřovány byly 4 druhy ostřiv - Magnezit, Dunit (Magnolit), Olivín, Chromit a jedna směs ostřiv (Chromit/Olivín). Složení jednotlivých směsí (6 variant) udává tabulka (tab. l).
(1)
tS ρ2 c2 λ2 τ1
-
ρ2 c 2 λ 2
τ1
(2)
teplota solidu objemová hmotnost formy měrné teplo formy tepelná vodivost formy doba tuhnutí odlitku
Jestliže je celková plocha odlitku (S1), pak celkové předané teplo (Q) bude,
Q =
2t S S1 ρ 2 c 2 λ 2 π
τ1
(3)
z níž
τ1 =
Q2 π 4tS
2
S 12 ρ 2 c 2 λ 2
(4)
Jestliže Q je množství tepla vybaveného během tuhnutí, pak platí:
Q = V1 ρ1 [L + c1 (t 1 − t S )] Kde:
V1 -
objem odlitku
(5)
Hutnické listy č.5/2009, roč. LXII ISSN 0018-8069 ρ1 L c1 t1
-
Slévárenství Foundry Industry kde: τ1 = ρt tL -
měrná hmotnost kovu latentní teplo krystalizace kovu měrné teplo kovu teplota lití
Pak získáme vztah pro dobu tuhnutí (τ1) ,
V π ρ12 [L + c1 (t1 − t S )]2 τ 1 = 1 4 t S2 ρ 22 c 22 λ22 S1 2
(6)
ρ 2 c 2 λ2
kde: bf =
bf =
2 tS
1 n2 + 1
S∗ + S1∗
, ploše čtyřúhelníka
, ve které se parabola nachází (obr. 1):
(7)
τ1
V = 1 S1
Kde: R 1
G. A. Anisovič [2], [3] navrhl zcela původní postup výpočtu bf . Teplotní pole formy lze popsat parabolou n-tého řádu. Množství akumulovaného tepla formou klade ∗ za úměrné ploše S1 pod parabolou. Plocha pod křivkou je rovná
a z rovnice (6) pak vztah pro výpočet koeficientu tepelné akumulace formy (bf):
R1 ρ 1 π [L + c1 (t1 − t S )]
τp + τt měrná hmotnost tekutého kovu teplota likvidu kovu
S1∗ =
S∗ + S1∗ n2 + 1
(11)
modul odlitku
G. Halbart [1] předpokládá, že teplota rozhraní formakov (ti) se rovná teplotě tuhnutí (tS) . Obecně (ti) se tím více blíží (tS), čím nižší je teplota tuhnutí měřeného kovu (slitiny). X. Virolle a kol. [5] uvádějí obecnější vztah pro výpočet (bf), opět vycházející z doby tuhnutí, ale tvarově různých zkušebních odlitků:
bf = W
[
] V1
π ρ1 L + c1 (t 1 − t S ) 2 ti − t0
Kde:W t0
S 1
1 (8) π1
tvarový součinitel počáteční teplota formy
Pracujeme-li s odlitkem polonekonečné desky, jejímž hlavním rozměrem je tloušťka, pak W = 1. Úpravou rovnice (8) pak získáme konečný vztah pro výpočet koeficientu tepelné akumulace formy, odvozený G. Halbartem :
bf =
R1
π ρ1 [L + c1 (t1 − t S )] 2 t i τ1
ρ [L + c1 (t L − t S )] t ρ t c1 ln 1 + 1 t tS L 2
S1∗
z experimentu, pak je
možno určit stupeň paraboly: *
(9)
S
(12)
S1∗
Hloubku prohřevu tepla ve formě (X2)
1 - doba odvodu tepla přehřátí (τp) 2 - doba tuhnutí (τt) 3 - doba chladnutí (τch) bf pak stanovuje ze sumy dvou prvních etap (τp + τt): R1 π 2 τ1
Stanovíme-li plochy S* a
n2 =
A. I. Vejnik [4] celý proces tuhnutí a chladnutí odlitků rozděluje do 3 časových etap:
bf =
Obr. 1 Schéma paraboly teplotního pole Fig. 1 Scheme of temperature field parabola
2
2 n2 (n2 + 1) a τ 1
X2 =
(13)
Ze vztahu (13) možno získat vztah pro množství akumulovaného tepla formou Q2 v závislosti na čase (τ): Q2 =
(10)
kde:
2 n2 F bf σ n n2 + 1
bf =
[
τ1
(14)
ρ 2 . c 2 .λ 2 w . s 0,5 . m −2 . °C
]
−1
77
Slévárenství Foundry Industry
Hutnické listy č.5/2009, roč. LXII ISSN 0018-8069
F = forma styku forma-kov σn = rozdíl teplot (ti - t0) t0 = počáteční teplota formy. Z rovnice (14) lze odvodit vztah pro výpočet koeficientu tepelné akumulace formy: bf =
kde: nebo
Q Kr 2n 2 σn F . τ1 n2 + 1
(15)
σn lze nahradit (ti) QKr množství tepla uvolněné z odlitku při krystalizaci QKr = V1 . ρ1 L
R 1 ρ1 L bf = 2n 2 τ1 ti n2 + 1
(16)
Pro vlastní výpočet bf bylo použito vztahů autorů: 1. G. Halbart rovnice (9) 2.
A. I. Vejnik
rovnice (10)
3.
G. A. Anisovič rovnice (16)
Experimentální zařízení Zkušební odlitek měl tvar desky (38 x 400 x 298 mm), kde byla respektována zásada polonekonečné desky 400 h > 10 a jednosměrného teplotního pole. = 38 S
Bentonitová forma odlitku byla tvořena dvěmi deskovitými nepravými jádry (40 x 415 x 298 mm) z hodnocených směsí. Použití nepravých jader sledovalo dodržet zcela určitý definovatelný stupeň zhuštění (ρ2) formovacích směsí a přesné uložení termočlánků v jádře při všech měřeních (obr. 2).
Obr. 3 Jádro v jaderníku s předformovanými kanálky pro uložení termočlánků Fig. 3 Core in a corebox with preformed channels for inserting the thermocouples
Uložení termočlánků v jádře : (4x plášťované Cr – Ni ∅ 1,6 mm) č. 5. č. 4. č. 3. č. 2. č. 1 -
rozhraní forma-kov (ti) (Pt – Rh 10) od líce 13,5 mm od líce 21,5 mm od líce 30,5 mm od líce 40,0 mm (povrch odvrácené strany jádra)
Průběh tuhnutí odlitku byl sledován dvěma termočlánky (Pt – PtRh 10) s uloženými do tepelné osy v polovině výšky odlitku. Teplota konce tuhnutí byla též kontrolována výpočtem z chemického složení kovu podle L. Kuchaře; L. Repické [6]. Lití probíhalo přes vtokovou soustavu se spodním zaústění (∅ 30mm, doba lití 11 – 13 s). Tavení oceli (ČSN 422650) bylo realizováno ve 100 kg indukční peci (ISTOL 100). Ocel byla odlévána z konstantní teploty 1615 – 1620 °C (měřeno ponorně v pánvi).
Výpočet teploty tuhnutí ocelí zkušebních odlitků z chemického složení kovu Interval tuhnutí: ∆ Ttuh = tL - tS tS = 1535 - ∆ TS = kumulativní posunutí teplot tS
∆ TS = ∆ TSC + ∆ TSSi + ∆ TSMn + ∆ TSP + ∆ TSS Pro posunutí teplot konce tuhnutí (solidu) pro oblast uhlíkových ocelí bylo použito hodnot uvedených L. Kuchařem a L. Repickou [6]. Odlévaný materiál odpovídal chemickým složením oceli ČSN 42 2650. Pro meze chem. složení dané oceli se nachází dle výpočtu [6] teplota solidu a likvidu: tS = 1458 – 1435 °C tL = 1504 – 1488 °C ∆Ttuh = 46 – 53 °C
Obr. 2 Forma zkušebního odlitku se založeným nepravým jádrem Fig. 2 Mould of a test casting with an inserted false core
78
Hutnické listy č.5/2009, roč. LXII ISSN 0018-8069
Slévárenství Foundry Industry
Tab. 3 ∆TS a teplota solidu (tS) ocelí jednotlivých taveb Tab. 3 ∆TS and solidus temperature tS of steel of individual melts
Složení směsi 1 2 3 4 5 6
∆ TS [°C] 55,8 61,9 61,5 60,9 64,5 61,0
tS
[°C] 1479,2 1473,1 1473,5 1474,1 1470,5 1474,0
Teplota solidu jednotlivých taveb, podle proměnného chemického složení oceli, se pohybovala v mezích 1470,5 ÷ 1479,2 °C (∆ TS = 55,8 ÷ 64,5 °C) (tab.3).
Naměřené hodnoty solidu, doba tuhnutí a teplotní pole formy Tab. 4 Tabulka naměřených hodnot Tab. 4 Table of measured values
2 Dunit
1 Magnezit
Forma
Teplota solidu [°C]
Doba tuhnutí τS [s]
1479,2 1480,41
127
1473,1
368
3 Olivín
1475,4
1473,5
340
4 Chromit
1474,1 1474,3
215
5 Chromit Olivín
1475,3
1470,5 1470,1
294
6– Chromit
1474,0 1475,3
173
Dosažené teploty v okamžiku konce tuhnutí č.termočlánku 1 2 3 4 5 ti 1 2 3 4 5 ti 1 2 3 4 5 ti 1 2 3 4 5 ti 1 2 3 4 5 ti 1 2 3 4 5 ti
teplota [°C] 99,5 99,5 99,0 492 1178,6 98,5 97,5 231 552,5 1401 98,5 99,5 184,5 626,5 1388,6 87,5 98,5 100 329,5 1329,9 57,5 92,5 208 509,5 1408,2 22 30 81,5 274 1308
Stanovení součinitele tepelné akumulace formy podle G. Halbarta
bf =
R1 π ρ 1 [L + C1 (t1 − t S )] 2 ti τ 1
[b
f
= W . s 0 ,5 . m − 2 . °C
[
L = 272,1 . 10 3 J . kg −1
kde :
[
C1 = 753,1 J . kg . °C -1
−1
]
]
−1
]
Tab. 5 Tabulka výsledků bf podle G. Halbarta Tab. 5 Table of bf results according to G. Halbart
Složení směsi 1 – Magnezit 2 – Dunit 3 – Olivín 4 – Chromit 5 – Chromit 40 Olivín 60 6 – Chromit
Součinitel tepelné akumulace bf [W . s0,5 . m-2 . °C-1] 3510 1734 1821 2391
100 49,4 51,9 68,1
1930
55,0
2765
78,8
%
Stanovení součinitele tepelné akumulace formy podle A. I. Vejnika
R π bf = 1 2 τ1
t ρ1 . C1 ln 1 t L
2
ρ [L + C1 (t L − t S )] + 1 tS
2
Tab. 6 Tabulka výsledků bf podle A. I. Vejnika Tab. 6 Table of bf results according to A. I. Vejnik
Složení směsi
1 – Magnezit 2 – Dunit 3 – Olivín 4 – Chromit 5 – Chromit 40 Olivín 60 6 - Chromit
Součinitel tepelné akumulace bf [W . s0,5 . m-2 . °C -1] 2339 1397 1453 1834 1587 2044
%
100 59,7 62,0 78,4 67,8 87,4
Stanovení součinitele tepelné akumulace formy podle G. A. Anisoviče bf =
R 1 ρ1 L 2n2 ti . τ1 n2 + 1
O ochlazovacích účincích slévárenských forem z nekřemenných ostřiv hovoří zcela rozdílné doby tuhnutí zkušebního odlitku i rozdílná teplotní pole (tab. 4).
79
Slévárenství Foundry Industry
Hutnické listy č.5/2009, roč. LXII ISSN 0018-8069
Tab. 7 Výsledky měření ploch teplotních polí forem (stupeň paraboly) Tab. 7 Results of measurements of temperature fields areas of moulds (a parabola degree)
Forma
117 645 138 611 237 508 340 258
Plocha pod parabolou teplotního pole formy S1∗ 37 087,7 43 690,0 77 604,0 87 157,0
483 663
158 258,0
3,05
129 105
28 638
4,508
Celková plocha S*
1 – Magnezit 2 – Dunit 3 – Olivín 4 – Chromit 5 –Chromit 40 Olivín 60 6 – Chromit
Stupeň paraboly n2 =
S∗ S1∗
3,17 3,17 3,06 3,90
Tab. 8 Tabulka výsledků bf podle G. A. Anisoviče Tab. 8 Table of bf results according to G. A. Anisovic
Forma
1 – Magnezit 2 – Dunit 3 – Olivín 4 – Chromit 5 – Chromit 40 Olivín 60 6 – Chromit
Součinitel tepelné akumulace bf [W . s0,5 . m-2 . °C -1] 2212 1093 1152 1472 1222
%
100 49,2 52,1 66,6 55,3
1738
78,5
Tab. 9 Přehledná tabulka výsledků měření bf v pořadí velikosti podle autorů Tab. 9 Well arranged table of results of bf measurements in size order according to authors
G. HALBART
A. I. VEJNIK
1 – Magnezit 3510 6 – Chromit 2765 4 – Chromit 2391 5– Chromit/Olivín 1930 3 – Olivín 1821 2 – Dunit 1734
1- Magnezit 2339 6 – Chromit 2044 4 – Chromit 1834 5– Chromit/Olivín 1587 3 – Olivín 1453 2 – Dunit 1397
bf není konstantou, ale součinitelem, závisejícím na konkrétních podmínkách dané formy: -
-
-
Diskuze výsledků a závěr Přehled získaných výsledků uvádí tabulka (tab. 9). Pořadí jednotlivých směsí zůstává zachováno i při výpočtech podle jednotlivých autorů, pouze absolutní hodnoty bf se liší (nejvyšší podle G. HALBARTA, nejnižší podle G. A. ANISOVIČE). Nejvyšší ochlazovací účinek vykazuje magnezitová forma, pojená s vodním sklem (CO2 – proces), nejnižší směs s dunitem a vodním sklem (CO2 – proces).
Literatura [1]
bf = λ 2 c 2 ρ2
měl by nejvyšších hodnot dosahovat chromit (ρ2 = 2891 – 2911 kg/m3). Nižší hodnoty bf proti magnezitu ( ρ2 = 2213 – 2294 kg/m3) lze zdůvodnit vlivem přítomnosti organických pojiv (4 – Chromit = resol – CO2 , 6 – Chromit = furanová pryskyřice). Krátké počáteční oxidační pochody pryskyřic (volná voda i z polykondenzačních vytvrzovacích reakcí) a následná jejich pyrolýzní degradace (450 – 550°C) snižují tepelnou vodivost forem (λ2). To jen potvrzuje významný vliv pojiva.
Vliv teploty kovu, který je odléván, např. do stejné formy litá ocel dává vyšší bf nežli při lití šedé litiny a nejnižší při lití hliníku. Pro cín je opět hodnota bf málo vyšší. Tento průběh s minimem licí teploty okolo 600 – 700 °C je dáván do souvislosti s průběhem tepelné vodivosti [4], [7]. Granulometrie a stupeň upěchování ostřiva. Čím jemnozrnnější ostřivo, tím vyšší pórovitost směsi a nižší λ2 i bf . Vlhkost syrových směsí, s obsahem volné vody rychle se zvyšuje bf .
Nekřemenná ostřiva skýtají technologům široké možnosti ovlivňování doby tuhnutí i kvality vyráběných odlitků.
[2]
Vycházeje z obecné rovnice pro
G. A. ANISOVIČ 1 – Magnezit 2212 6 – Chromit 1738 4 – Chromit 1472 5– Chromit/Olivín 1222 3 – Olivín 1152 2 – Dunit 1093
[3]
[4] [5]
[6] [7]
HALBART, G.: Éléments dune théorie mathématique de la Fonderie. Liége, 1945. ANISOVIČ, G. A.; GRINKEVIČ, R. N.: Metod opredělenija termofyzičeskich svojstv formovočnych materialov. In Problemy teploobmena pri litje. Minsk, 1960. ANISOVIČ, G. A.; ŽMAKIN, N. P.: Ochlažděnije otlivki v kombinovanoj formě. Mašinostrojenije, Moskva, 1969, 134 s. VEJNIK, A. I.: Termodinamika litějnoj formy. Mašinostrojenije, Moskva, 1968, 333 s. VIROLLE, X.; CHEVRIOT, R.; JEANCOLAS, M.: Étude expérimentale de la diffusivité thermique des matériaux de moulage. Fonderie, 241, mars 1966. ELBEL, T.: Výpočet intervalu teplot tuhnutí. Slévárenství, 1980, č. 8, s. 318. JELÍNEK, P.: Tepelná vodivost formovacích směsí, používaných při výrobě forem a jader masivních ocelových odlitků. Slévárenství, 1982, č. 8, s. 325-331.
Recenze: Ing. Alois Burian, CSc. Prof. Ing. František Havlíček, CSc.
80
