Производство и литье сплавов цветных металлов. Том 1. Теоретические основы плавки и литья - Юдкин В.С.

Author: Юдкин В.С.
Tags: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления обработка металлов термическая обработка металлов цветные металлы литье металлы и сплавы
Year: 1967
Similar
Вопросы теории литейных процессов
Термическая обработка алюминиевых сплавов
Медь и ее сплавы
Металловедение и термическая обработка
Text
                    в.с. юдкин
ПРОИЗВОДСТВО
И ЛИТЬЕ
СПЛАВОВ
ЦВЕТНЫХ
МЕТАЛЛОВ
в. с. юдкин
ПРОИЗВОДСТВО
И ЛИТЬЕ
СПЛАВОВ
ЦВЕТНЫХ
МЕТАЛЛОВ
1
Теоретические основы
плавки и литья
Допущено Министерством
высшего й среднего специального
образования СССР в качестве учебного
пособия для меп аллу ргических техникумов
ИЗДАТЕЛЬСТВО „МЕТАЛЛУРГИЯ“
Москва 1967
УДК 621.746.669.2
ПРОИЗВОДСТВО И ЛИТЬЕ СПЛАВОВ ЦВЕТНЫХ
МЕТАЛЛОВ. Ю д к и н В. С. Изд-во «Металлургия»,
1967, 384 с.
Книга «Производство и литье сплавов цветных
металлов» будет издана в двух частях.
В первой части «Теоретические основы плавки и
литья» дан подробный анализ физико-химических
процессов, протекающих при плавке и литье; освеще-
ны технологические процессы плавки, рафинирования,
модифицирования и разливки цветных металлов и
сплавов. Описаны литейные свойства цветных метал-
лов и сплавов, типы литниковых систем, методы полу-
чения литых заготовок и мероприятия по борьбе
с браком в литье.
Во второй части «Технологические^ основы литья»
будет дано описание технологии получения фасонных
отливок и слитковых заготовок современными мето-
дами.
Книга предназначена в качестве учебного пособия
для студентов металлургических техникумов, а также
может быть полезна производственно-техническому
персоналу литейных цехов и квалифицированным ра-
бочим. Илл. 116. Табл. 25. Библ. 77 назв.
ЮДКИН Василий Степанович
ПРОИЗВОДСТВО И ЛИТЬЕ СПЛАВОВ ЦВЕТНЫХ
МЕТАЛЛОВ
Редактор И. С. Постников, Редактор издательства Г. К. Пет-
рова Технический редактор Е. Б. Вайнштейн. Переплет
художника П. П. Перевалова
Сдано в производство 15/V 1967 г. Подписано в печать
,23/& 1967 г. Бумага № 2 60 X 901/te = 12 бум. л. = 24 печ. л.
Уч.-изд. л 22,92 Заказ 1020 Изд. № 4343
Т-12795 Тираж 7500 экз. Цена 95 коп.
Издательство «Металлургия». Москва Г-34, 2-й Обыденский
пе^., 14. Экспериментальная типография ВНИИПП Комитета
по печати при Совете Министров СССР
Отпечатано в Московской типографии № 21
«Главполиграфпрома». Москва. Ж-88, Угрешская, 12.
Зак 1100.
3-10-3
16-67'
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие ............................................................6
Введение	................... 7
раздел первый. ТЕОРИЯ, ПРИГОТОВЛЕНИЯ
СПЛАВОВ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ
Глава I. ПРОЦЕССЫ, ПРОИСХОДЯЩИЕ при плав-
ке МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ ....	15
§	1.	Нагрев и расплавление........................15
§	2.	Взаимодействие газов	с	металлами	.19
§	3.	Поглощение газов металлами..............25
§ 4.	Источники образования газов при плавке . 34
§	5.	Газовые включения..............37
§ 6.	Взаимодействие жидкого металла с атмосферой,
футеровкой печи и материалом тигля ... 47
Глава И. окисление металлов	52
§ 7.	Закономерности окисления металлов ... 52
§ 8.	Примеры окисления и защитного легирования
цветных металлов и сплавов в процессе плавки 56
Глава Ш.защита металлического расплава 59
§ 9.	Методы защиты расплава от окисления и насы-
щения неметаллическими включениями .	. 59
§ 10.	Флюсы............................................................60
§ 11.	Приготовление флюсов.............................................76
Глава IV рафинирование металлов и спла-
вов ....................................... 77
§ 12.	Рафинирование расплава методом окислитель-
ной плавки...................................77
§ 13.	Рафинирование расплава методом раскисления 80
§ 14.	Рафинирование расплава методом обработки
его твердыми окислами........................83
§ 15.	Адсорбционные методы рафинирования	83
§ 16.	Неадсорбционные методы рафинирования 94
3
§ 17.	Рафинирование, металлов методом зонной плавки *	. . 100
Глава V. модифицирование цветных металлов и сплавов ЮЗ
§ 18.	Модифицирование зерна..............................105
§ 19.	Модифицирование внутреннего строения зерен.........113
§ 20.	Модифицирование эвтектики..........................117
§ 21.	Модифицирование эвтектики в алюминиевых сплавах....118
§ 22.	Модифицирование легкоплавких эвтектик в медных сплавах . 126
раздел второй. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПЛАВКИ ЦВЕТНЫХ
МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
Глава VI. шихтовые материалы, их подготовка и расчет
ШИХТЫ ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА ОТЛИВОК................................ 131
§ 23.	Подготовка шихтовых материалов	. . . 131
§ 24.	Составление и расчет шихты . .	... 133
§ 25.	Приготовление лигатур ...	... 145
Глава VII. методы плавки и плавильное оборудование 151
§ 26.	Классификация методов плавки .	.	.	.151
§ 27.	Тигельная горновая плавка .....	.	152
§ 28.	Плавка В отражательных печах ...	.	.	155
§ 29.	Плавка* в электрических течах................. .	.161
§ 30.	Плавка в вакуумных электрических печах	...	,	183
§ 31.	Электрошлаковый переплав металлов............... . 193
§ 32;	Электроннолучевая плавка........................ . 197
§ 33.	Общие принципы загрузки составляющих шихты в печь	201
Глава VIII. плавка меди и медных сплавов	202
§ 34.	Плавка меди................ . 202
§ 35.	Плавка бронзы.............. . 202
§ 36.	Плавка латуни.............. . 204
§ 37.	Плавка медноникелевых сплавов	. 206
Глава IX. плавка алюминиевых сплавов	207
§ 38.	Плавка литейных алюминиевых сплавов	. 208
§ 39.	Плавка деформируемых алюминиевых сплавов	. 211
Глава X. плавка магниевых сплавов	215
§ 40.	Плавка литейных магниевых сплавов.....................215
§ 41.	Плавка магниевых сплавов, содержащих редкоземельные металлы
и цирконий..................................................223
§ 42.	Плавка деформируемых магниевых сплавов................232
Глава XI. плавка сплавов на основе олова, свинца и цинка 237
§ 43.	Плавка оловянных и свинцовых сплавов .	.	.	.	. 237
§ 44.	Плавка цинковых сплавов..................... .	.	240
РАЗДЕЛ третий. ЛИТЕЙНЫЕ СВОЙСТВА МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
И ПРОЦЕССЫ, ПРОТЕКАЮЩИЕ ПРИ ФОРМИРОВА-
НИИ ОТЛИВКИ
Глава XII. свойства жидких металлов и сплавов	243
§ 45.	Поверхностное натяжение	.... 245
§ 46.	Вязкость................................ .	.	.	, 246
4
§ 47.	Смачивание ....	. 248
§ 48.	Жидкотекучесть	.	249
Глава XIII. заполнение формы расплавом	261
§ 49.	Условия заполнения....................... . 261
§ 50.	Выбор типа литниковой системы ....	. 263
§51.	Выбор размеров элементов литниковой системы	. 268
Глава XIV. кристаллизация и формирование структуры от-
ливки ...................................................... 284
§ 52.	Кристаллизация при самопроизвольном возникновении центров
кристаллизации	. .'....................................284
§ 53.	Кристаллизация при вынужденном возникновении центров
кристаллизации...............................................288
§ 54.	Комплексная кристаллизация........................ .	. 290
§ 55.	Формирование литой структуры...................... .	. 291
§ 56.	Ликвация.................................. ...	.	. 309
Глава XV. усадочные процессы в отливках	323
§ 57.	Линейная	усадка .................................... .	323
§ 58.	Объемная	усадка..................................... .	327
§ 59.	Усадочные	пустоты.................................. ...	328
§ 60.	Расположение и форма усадочных раковин	...	338
§ 61.	Прибыли............................................ ...	345
§ 62.	Деформация и напряжения .	............ ... 356
§ 63.	Трещины..........................................   ...	370
Литература.................................................   ...	382
ПРЕДИСЛОВИЕ
В Программе, принятой XXII съездом КПСС, перед совет-
ским народом поставлена задача создания материально-тех-
нической базы коммунизма. В решении этой задачи большое
внимание уделено металлургической промышленности и, в част-
ности, литейному производству сплавов цветных металлов.
В ближайшие годы должны быть увеличены не только мас-
штабы литейного производства, но значительно повышен уро-
вень качества продукции. Это обязывает литейщиков широко ис-
пользовать методы механизации и автоматизации существую-
щих технологических процессов, а также требует от них изыска-
ния и разработки новых, наиболее прогрессивных методов
производства литых изделий.
В связи с этим возникает острая потребность в высококва-
лифицированных технических кадрах, особенно среднего звена,
подготовленных для работы в области современного литейного
производства. Для подготовки таких специалистов и предназна-
чено данное учебное пособие.
Учебное пособие «Производство и литье сплавов цветных
металлов» издается в двух частях. В первой части рассматрива-
ются теоретические основы металлургических процессов литей-
ного производства основных промышленных сплавов цветных
металлов. Вторая часть посвящается рассмотрению технологии
литейного производства.
Учебное пособие составлено в соответствии с программой по
курсу «Производство и литье сплавов цветных металлов» для
средних учебных заведений по специальности «Литейное произ-
водство цветных металлов и сплавов».
Все критические замечания по книге автор примет с глубо-
кой признательностью.
6
ВВЕДЕНИЕ
ЛЛсновное направление развития литейного производства —
^^совершенствование технологического процесса для обеспече-
ния промышленности^ качественными литыми заготовками. Не-
пременное условие комплексного совершенствования литейного
производства — плановое осуществление следующих основных
организационно-технических мероприятий: специализации, ко-
оперирования и концентрации производства; внедрения в прак-
тику новейших достижений науки и совершенствования на этой
основе технологических процессов; унификации, нормализации и
стандартизации отливок и технологической литейной оснастки;
широкого внедрения поточного группового метода производства
отливок и наиболее прогрессивных специальных видов литья,
таких как литье в кокиль, литье под давлением, литье в разъем-
ные и не разъемные оболочковые формы, центробежное литье,
непрерывное и полунепрерывное литье слитков и др.; использо-
вания наиболее совершенного высокопроизводительного обору-
дования, обеспечивающего облегчение труда и производство вы-
сококачественного литья.
Над решением проблем теории литейных процессов работа-
ют ученые различных специальностей. Многие проблемы тео-
рии литейных процессов не могут быть полностью разрешены без
непосредственного участия в научной работе специалистов-про-
изводственников.
Такое сотрудничество в решении проблемы литейного произ-
водства дает возможность решить их с меньшей затратой време-
ни и средств.
7
Можно отметить два периода в развитии литейного произ-
водства.	*
Первый период относится ко второй половине XIX в. и нача-
лу XX в.
В середине XIX в. ъ связи с необходимостью разливки боль-
ших количеств металла и получения деталей машин ответствен-
ного назначения, работающих в тяжелых условиях, впервые в
России возникло учение о свойствах металлов и литейных про-
цессах. В этот период в России появились классические работы
П. П. Аносова, А. С. Лаврова, Н. В. Калакуцкого и Д. К. Чер-
нова.
В трудах этих ученых впервые были предложены основы тео-
рии строения и свойств металла и литейных процессов. Эти тру-
ды дали возможность перейти от простого накопления фактов к
рассмотрению совокупности явлений, происходящих в процессе
формирования отливки в литейной форме и при дальнейшей ее
обработке.
Второй период развития литейной техники на научной осно-
ве относится к XX в.
На дальнейшее развитие науки о литье металлов во втором
этапе огромное влияние оказали работы, выполненные учеными
А. А. Байковым, М. А. Павловым, В. Е. Грум-Гржимайло,
А. И. Беляевым, Н. С. Курнаковым, А. М. Бочваром, Н. Т. Гуд-
цовым, Ю. А. Нехендзи, Н. Г. Гиршевичем, А. Г. Спасским,
Б. Б. Гуляевым, А. А. Горшковым, А. А. Рыжиковым, А. И. Вей-
ником, В. И. Добаткиным и многими другими.
Наибольший расцвет наука о литье металлов и литейное
производство достигли после Великой Октябрьской социалисти-
ческой революции. Советская власть дала возможность объеди-
нить ученых и практиков в научные коллективы и создать науч-
но-исследовательские институты и передовые заводы. Появи-
лись новые школы металловедов и литейщиков, возглавляемые
академиками Н. Т. Гудцовым, А. М. Бочваром, Н. С. Курнако-
вым и др. Создаются кафедры литейного производства в МВТУ
под руководством Н. Н. Гудцова, в Ленинградском политехни-
ческом институте, возглавляемая Ю. А. Нехендзи, и в Москов-
ском институте цветных металлов и золота, возглавляемая
А. А. Бочваром и А. Г. Спасским. Организуется новый научный
центр в Свердловске, возглавляемый А. А. Горшковым и
А. А. Рыжиковым.
8
В области развития науки и техники литейного производ-
ства цветных металлов и сплавов следует особо отметить роль
А. М. Бочвара и академика А. А. Бочвара, основателей отечест-
венной школы металловедов и литейщиков.
А. М. Бочвар создал стройное учение о структуре и свой-
ствах антифрикционных сплавов. Он впервые детально изучил
характер кристаллизации и свойства структурных составляю-
щих стандартных подшипниковых сплавов (баббитов), что по-
зволило по-новому подойти к вопросу о составе и природе анти-
фрикционных сплавов. Им установлена зависимость между
составом, структурой и свойствами подшипниковых сплавов, изу-
чено влияние условий охлаждения на структуру и свойства спла-
ва, а также влияние отдельных структурных элементов на меха-
нические и антифрикционные свойства сплава. Он принимал ак-
тивное участие в разработке составов современных сплавов на
медной основе, а также в разработке основ технологии плавки и
литья магниевых сплавов.
На базе школы А. М. Бочвара созданы школы его учеников,
выдающихся ученых: академика А. А. Бочвара, проф. А. Г. Спас-
ского и др.
А. А. Бочвар своими научными трудами по исследованию ли-
тейных свойств сплавов и закономерностей изменения этих
свойств в связи с изменением состава и вида диаграмм состоя-
ния сплавов сделал большой научный вклад в развитие науки о
литье металлов. Научные положения и открытия, сделанные им
и его учениками в области цветных металлов и сплавов (осо-
бенно легких сплавов), позволяют обобщить огромный факти-
ческий материал о процессах производства отливок, вскрывают
причины многих явлений, обнаруживают, их особенности при ис-
пользовании многообразных методов литья.
Большую роль в развитии науки о литье металлов сыграли
также научные труды академика Н. С. Курнакова и его учени-
ков. Его работы в области физико-химического анализа метал-
лов и сплавов послужили базой для установления характерных
диаграмм состав — литейные свойства (усадка, горячеломкость,
гидропрочность и др.), играющие большую роль в теории спла-
вов и литейной технологии.
Большой вклад в развитие науки о литье металлов сделан
А. Н. Вейником, им разработана термодинамическая теория
литья. В своих трудах А. И. Вейник отмечает, что в теории литья
9
ведущая роль принадлежит тепловым явлениям, представляю-
щим собой первопричину тех изменений, которые происходят в
отливке. Поэтому термодинамика составляет центральное звено
теории литья, объединяющее все другие вопросы в неразрывное
целое. Теория литья должна связать воедино параметры техно-
логии, процесс формирования отливки и свойств готового изде-
лия. С ее помощью по заданной технологии можно теоретически
определять свойства изделия и по заданным свойствам отливки
выбирать наиболее эффективный технологический процесс.
Благодаря термодинамической теории разработаны и внед-
рены в производство многие эффективные методы литья: изго-
товление чугунных станин в кокилях, литье чугуна без отбела
в кокили, литье труб намораживанием, прокатка из жидкого ме-
талла сложных полых профилей, литье в особые кокили (алю-
миниевые, сборные из нормализованных элементов, универсаль-
ные — газопроницаемые и податливые) и т. д.
Подробно рассмотрен механизм процессов, происходящих в
песчано-глинистой форме. Разработаны более эффективные спо-
собы сушки стержней (высокотемпературный, высокочастот-
ный).
Соответствующий математический анализ исследований по-
зволил глубже проникнуть в физическое существо процесса фор-
мирования отливки и на этой основе предельно упростить его, в
результате чего рекомендуются очень простые и вместе с тем до-
статочно точные расчетные формулы.
В настоящее время литейное производство в СССР по объе-
му выпуска литых изделий занимает одно из ведущих toecr в ми-
ре и превышает все страны Европы, вместе взятые.
Важнейшие условия развития литейного производства: со-
вершенствование технологических процессов; внедрение высо-
копроизводительного оборудования и оснастки, комплексная ме-
ханизация и автоматизация; концентрация, специализация и ко-
оперирование производства; реконструкция действующих литей-
ных цехов; улучшение санитарно-гигиенических условий труда
рабочих и строительство крупных специализированных литей-
ных цехов и заводов.
Специализация литейного производства в сочетании с уни-
фикацией опочной оснастки и применение быстросъемных мо-
дельных комплектов дают возможность широко внедрить мето-
ды поточно-массового и крупносерийного производства и обес-
10
печивают повышение качества отливок, более высокую произво-
дительность труда и низкую себестоимость литья.
В основу современных направлений совершенствования тех-
нологии литейного производства положено сочетание непрерыв-
ности производственного процесса с его автоматизацией. Это да-
ет возможность создать высокопроизводительный и экономиче-
ски эффективный технологический процесс изготовления литых
изделий.
В настоящее время для оснащения литейных цехов совре-
менным оборудованием создается специальная отрасль маши-
ностроения — литейное машиностроение.
Производственные процессы изготовления литых изделий
очень разнообразны и в некоторых случаях очень сложны. Про-
грессивным технологическим процессом изготовления литого из-
делия можно назвать лишь тот, который обеспечивает при наи-
меньших затратах высокое качество этих изделий.
Литейное производство имеет много разновидностей, кото-
рые характеризуются видом выпускаемой продукции. В соот-
ветствии с этим литейное производство делят на два основных
вида: производство слитков; производство фасонного литья.
Продукция первого вида — слитки цилиндрической или пря-
моугольной формы — предназначается для обработки давлением
и изготовления из них листов, лент, полос, плит, профилей,
прутков, труб, штамповок, поковок и т. д.
Продукция второго вида — фасонные литые изделия, форма
и размеры которых в дальнейшем не меняются, за исключением
мест, обрабатываемых резанием.
Эти изделия могут быть изготовлены из черных и цветных
металлов и их сплавов.
В соответствии с этим различают сталелитейное, чугуноли-
тейное, меднолитейное производство, а также литье алюминие-
вых, магниевых, цинковых, титановых сплавов и т. д.
Технологический цикл изготовления любого литого изделия
складывается из следующих основных операций: 1) плавка ме-
талла; 2) изготовление литейной формы; 3) заливка металла
в форму и охлаждение его в форме; 4) отделка литья; 5) тер-
мическая, обработка и контроль литого изделия (слитка или фа-
сонной отливки).
При этом закономерности процессов литейного производства
не зависят от его характера и остаются общими для любого ви-
11
да. Характер производства изменяет условия протекания про-
цесса, но не влияет на закономерность явлений. Например, яв-
ления, происходящие в процессе приготовления сплава, будут
зависеть от условцй плавки, а не от того, какое изделие будет
отливаться (слиток или фасонная отливка).
Свойства готовых литых изделий определяются качеством
металла, из которого изготовляются эти изделия, а качество ме-
талла в свою очередь находится в зависимости от чистоты ших-
ты, условий плавки, рафинирования, модифицирования, условий
разливки и затвердевания металла в форме и метода литья.
Продукция литейного производства находит широкое приме-
нение в машиностроении (80—85%), приборостроении, в авиа- и
ракетостроении, судостроении, строительстве, быту и т. д.
В настоящее время отливки, изготовляемые для нужд совре-
менной промышленности, чрезвычайно разнообразны. Они изго-
товляются из чугуна, стали и различных цветных сплавов. Их
масса колеблется от сотен тонн до нескольких граммов, разме-
ры— от десятков метров до нескольких миллиметров; слож-
ность— от грубой болванки до художественного литья.
РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
ТЕОРИЯ
ПРИГОТОВЛЕНИЯ
СПЛАВОВ
ЦВЕТНЫХ
МЕТАЛЛОВ
Г л а в a I
ПРОЦЕССЫ,
ПРОИСХОДЯЩИЕ
ПРИ ПЛАВКЕ
МЕТАЛЛОВ
И СПЛАВОВ
Плавление металлов и сплавов относится к числу физико-хи-
мических процессов, протекающих при их взаимодействии с
элементами рабочего пространства плавильной печи. К основ-
ным физико-химическим процессам плавки следует отнести:
1)	процессы, происходящие в результате нагрева и расплав-
ления исходных материалов сплава (щихты);
2)	процессы взаимодействия металлов с газами;
3)	процессы взаимодействия металлов с жидкими вещест-
вами;
4)	процессы взаимодействия металлов с твердыми вещест-
вами.
§ 1. НАГРЕВ И РАСПЛАВЛЕНИЕ
Нагрев — это процесс поглощения тепла телом. По мере на-
гревания происходит тепловое расширение металла, которое
приводит к такому увеличению расстояний между атомами, ког-
да связь между ними ослабляется, устойчивость кристалличес-
кой решетки нарушается и металл, приобретая строение, свойст-
венное жидкости, плавится.
На процесс плавления металла или сплава большое влияние
оказывают физические свойства металлов и сплавов, а именно:
теплопроводность, теплоемкость, температура плавления, упру-
гость пара, температура кипения и теплота испарения.
Теплопроводностъ
Теплопроводностью называется процесс распространения
тепла в неравномерно нагретом теле, обусловленный передачей
энергии между непосредственно соприкасающимися частями
тела.
Металлы и сплавы с большой теплопроводностью быстрее
нагреваются, чем металлы и сплавы, обладающие низкой тепло-
проводностью.
15
Если наиболее распространенные металлы и сплавы в зави-
симости от их теплопроводности расположить по убывающей
степени, то они образуют следующий ряд: медь — алюминий —
магний — вольфрам — натрий — цинк — кадмий — кремний —
олово — литий — никель — свинец — латунь Л90 — латунь Л70—
сплав А1 — Си (7,5% Си),— алюминиевая бронза Бр.АЮ—
мельхиор — монель-металл — сталь..
Теплоемкость
Теплоемкостью называется количество тепла, которое необ-
ходимо сообщить единице количества вещества, чтобы повысить
его температуру на 1°С.
Теплоемкость металлов и сплавов, так же как и теплопро-
водность, имеет практическое значение как при расплавлении
металлов и сплавов, так и при охлаждении их в литейной фор-
ме. От величины теплоемкости зависит количество тепла, погло-
щаемое при плавлении.
Чем больше теплоемкость металла, тем больше поглощается
им тепла при нагревании, тем с меньшей скоростью он будет ох-
лаждаться.
Согласно закону Дюлонга и Пти, теплоемкость металла, от-
несенная к его атомному весу, есть величина постоянная. Сле-
довательно, металлы с малым атомным весом обладают боль-
шей теплоемкостью и наоборот.
В зависимости от теплоемкости некоторые промышленные
металлы и сплавы по степени убывания можно расположить в
следующий ряд: натрий — магний — алюминий — кремний —
марганец — титан — никель — цинк — медь — кадмий — сви-
нец — латунь Л90 — электрон — монель-металл — бронза
Бр.АЮ— бронза Бр.ОФ10-1 — манганин — чугун — сталь.
Температура и скрытая теплота плавления
Температура перехода металла из твердого состояния в жид-
кое называется температурой плавления.
Температура плавления чистых металлов колеблется в ши-
роких пределах, например от 232° С для олова до 1845О С для
хрома.
Чистые металлы плавятся и затвердевают при постоянной
температуре. Сплавы плавятся и затвердевают преимущественно
в интервале температур, величина которого зависит от взаимо-
отношения и количества сплавляемых компонентов. Величина
температурного интервала сплава оказывает большое влияние
на характер затвердевания отливки, ее структуру и наличие де-
фектов.
• Скрытой теплотой плавления называется количество тепла,
необходимого для превращения твердого вещества при постоян-
ной температуре в жидкое состояние.
13
В зависимости от степени уменьшения скрытой теплоты
плавления некоторые металлы и сплавы можно расположить в
следующий ряд: бериллий — кремний — алюминий — никель —
магний — монель-металл — марганец— железо — медь — сурь-
ма — натрий — цинк — серебро — чугун белый — сталь — золо-
то — олово — сплав Вуда — свинец.
Скрытая теплота плавления, температура плавления и удель-
ная теплоемкость определяют количество тепла, необходимого
для расплавления данного металла.
Упругость пара
Упругость пара соответствует его парциальному давлению в
газовой смеси.
Жидкие и твердые вещества обладают определенной упруго-
стью пара.
Твердые металлы при комнатной температуре имеют чрезвы-
чайно малую упругость пара. Из металлов только ртуть при
комнатной температуре обладает заметной упругостью пара.
С повышением температуры упругость пара металла всегда
возрастает.
Зависимость упругости пара от температуры для любого ве-
щества имеет логарифмический характер и приближенно может
быть выражена следующим уравнением:
lgp =	+7,85 +lg а,	(1)
где р — упругость пара, кн/м2 (мм рт. ст.),
а — константа, характерная для данного вещества,
t — абсолютная температура, °C.
На рис. 1 показана зависимость упругости пара некоторых ме-
таллов от температуры.
Потери металлов (угар) в процессе их плавления зависят от
величины упругости пара. Чем больше упругость паров жидких
металлов в процессе плавления, тем больше потери металлов ис-
парением их в атмосферу. Кроме того, потери металлов испаре-
нием в атмосферу зависят от величины поверхности расплавлен-
ного металла и характера атмосферы печи. Чем больше поверх-
ность, тем больше испаряется металла. В восстановительной ат-
мосфере испарение металла больше, чем в окислительной атмос-
фере. Окисные поверхностные плены металла уменьшают
испарение.
С повышением температуры жидкого металла испарение его
увеличивается. При упругости пара металла, равной атмосферно-
му давлению, начинается кипение, которое сопровождается паро-
образованием не только на поверхности, что свойственно процес-
су испарения, но и внутри жидкого металла с образованием пу-
зырьков пара и выделением их.
17
Процесс испарения металла с той или иной скоростью проис-
ходит при всех температурах, тогда как процесс кипения металла
происходит только при температуре, при которой давление пара
достигает атмосферного давления.
На упругость паров и температуру кипения металлов, и спла-
вов большое влияние оказывают примеси металлов и легирую-
щие составляющие сплавов.
Примеси и легирующие компоненты, образующие на поверх-
ности жидкого металла прочные окисные пленки, сильно умень-
шают испарение.
Рис. 1. Упругость пара в зави-
симости от температуры [1]:
а — металлов; б — воды
В зависимости от величины упругости пара по убывающей сте-
пени металлы образуют следующий ряд: ртуть — мышьяк кад-
мий — цинк — магний — барий — кальций — сурьма — висмут —
свинец — алюминий — серебро — олово — медь — кремний — зо-
лото.
Высокая упругость паров некоторых металлов (ртути,кад-
мия, магния и цинка) позволяет очищать их от загрязнений ме-
тодом перегонки.
Температура кипения и теплота испарения
Температура металла в момент, когда упругость пара его
равна атмосферному давлению, называется температурой кипе-
ния металла. Металлы имеют различную температуру кипения.
18
Причем температура кипения металла не находится в прямой
связи с температурой плавления его. Например, олово и цинк
соответственно плавятся при температурах 232 и 420° С, а кипят
также соответственно при температурах 2400 и 907° С.
Температура кипения имеет важное значение в процессе плав-
ки металлов и сплавов. По температуре кипения устанавливают
точку, с превышением которой возможны значительные потери
металлов испарением в атмосферу.
Количество тепла, необходимое для превращения 1 кг кипя-
щей жидкости при данном давлении и неизменной температуре в
сухой насыщенный пар, называется теплотой испарения.
Различные металлы обладают различной теплотой испарения.
В зависимости от величины теплоты испарения по убывающей
степени некоторые металлы можно расположить в следующий
ряд: бериллий — кремний — алюминий — железо — никель —
хром — магний — медь — марганец — платина — серебро -
цинк — сурьма — свинец.
Явление теплового эффекта в процессе приготовления сплавов
имеет важное значение как с точки зрения потерь металла, так
и с точки зрения качества сплава. Процессы сплавления состав-
ляющих сплава, сопровождающееся большим тепловым эффек-
том, приводят к значительному перегреву сплава, вследствие чего
усиливаются процессы газонасыщения сплава, испарения состав-
ляющих сплава и окисления металла. В результате ухудшается
качество сплава и значительно увеличиваются потери металла.
§ 2. ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ ГАЗОВ С МЕТАЛЛАМИ
При взаимодействии металлов с газами происходит или обра-
зование химических соединений или растворение газов в ме-
талле.
Химическое взаимодействие газов с металлами служит источ-
ником образования в сплавах твердых неметаллических приме-
сей. снижающих качество литья.
Процесс растворения двухатомных газов происходит следую-
щим образом. При определенной температуре и давлении проис-
ходит разложение молекул газа на атомы, последние растворя-
ются в поверхностном слое металла, а затем, вследствие диффу-
зии, проникают вглубь.
В процессе кристаллизации газонасыщенного расплава проис-
ходит выделение газа из раствора. При этом на границе твердой
и жидкой фаз возникает газовый зародыш, где он удерживается
капиллярными силами и увеличивается в объеме за счет диффун-
дирующих в него газов.
При достижении определенного, регулируемого краевым уг-
лом смачивания, размера, когда силы отрыва газового пузырька
становятся больше сил прилипания, он отрывается от твердой по-
верхности, стремясь выделиться из расплава.
19
Если газовые пузырьки в процессе кристаллизации не успева-
ют подняться на поверхность, то они остаются в расплаве, обра-
зуя в отливках газовые неметаллические включения, т. е. газо-
вую пористость.
Химические соединения газов с металлами являются источни-
ками образования в сплавах твердых неметаллических .включе-
ний. Неметаллические включения в металлах (сплавах) распо-
лагаются преимущественно по границам зерен, нарушая связь
между ними и понижая прочность изделий [2].
Склонность металлов и сплавов к взаимодействию с газами
окружающей атмосферы объясняется их химической активно-
стью.
Исследованиями установлено, что промышленные металлы и
сплавы способны загрязняться из окружающей атмосферы сле-
дующими газами: водородом, кислородом, закисью и окисью уг-
лерода, азотом и углеводородами. При этом наибольший объем
приходится на долю водорода и кислорода. Другие газы обнару-
живаются в незначительных количествах. Водород в металлах и
сплавах может находиться в растворенном состоянии и в виде га-
зовых пузырей. Кислород в результате химического взаимодейст-
вия с металлом образует твердые, так называемые шлаковые
включения (окислы металлов, входящих в состав сплавов с при-
месью нитридов, карбидов и др.).
Взаимодействие газов с металлами (сплавами) складывается
из трех последовательных процессов: адсорбции, диффузии и аб-
сорбции (растворения).
Адсорбционные процессы взаимодействия газов с металлами
Газы попадают в расплав преимущественно вследствие ад-
сорбционного взаимодействия их с металлами.
Адсорбцией газов называется процесс, происходящий на
границе раздела металл — газ и заключающийся в притяжении
молекул газа из окружающей атмосферы атомами, находящими-
ся на поверхности кристаллической решетки (если речь идет о
твердом теле) или на поверхности жидкости [2].
Адсорбция молекул газа на поверхности тела (твердого или
жидкого) обусловливается наличием поверхностного силового
атомного поля. Время, в течение которого молекулы газа способ-
ны удерживаться на поверхности адсорбента, зависит от степени
развитости этого поля.
При развитом силовом поле скорость улетучивания газа
очень незначительная и поверхность адсорбента полностью
покрывается адсорбированными молекулами газа.
Степень адсорбции определяется равновесием между конден-
сацией и улетучиванием молекул газа, и количество адсорбиро-
ванного газа зависит от промежутка времени между этими про-
цессами. Чем больше этот промежуток времени, тем больше
20
удерживается адсорбированных молекул газа на поверхности ме-
талла.
Различают два вида адсорбции: физическую и активирован-
ную адсорбцию.
Физическая адсорбция — это процесс концентрации молекул,
газа на поверхности металлй при температурах ниже нуля. С по-
вышением температуры количество адсорбированного газа пони-
жается, с повышением давления увеличивается, приближаясь к
асимптотическому значению, соответствующему насыщению мо-
лекулярного слоя. Теплота физической адсорбции невелика и
равновесие достигается очень быстро. Величина адсорбции при
приближении к равновесию почти для всех металлов одинакова.
Адсорбция, протекающая при температурах выше нуля, на-
зывается активированной адсорбцией или хемсорбцией, так как
при этом процессе затрачивается некоторая энергия активации.
Скорость этого процесса увеличивается по мере повышения тем-
пературы, а после достижения определенного максимума —
уменьшается. Этот вид адсорбции носит избирательный харак-
тер и наблюдается только у некоторых систем металл — газ. Мо-
лекулы газа на поверхности металла при этом виде адсорбции
удерживаются значительно.
Газы и металлы, неспособные к химическим взаимодействиям,
неспособны также при температуре выше 0°С адсорбироваться
или служить адсорбентами. Например, инертные газы (аргон, ге-
лий, азот) не адсорбируются металлами при температуре выше
—78° С. При нормальной температуре золото и серебро не адсор-
бируют водород. Медь адсорбирует азот только при температуре
ниже 20° С и т. д.
Диффузия газов в металлы
Диффузия газов в металлы — это способность газов в атомар-
ном состоянии проникать в глубину твердого или жидкого ме-
талла.
Способностью диффундировать обладают — водород, кисло-
род, азот и другие Тазы. Наибольшей диффундирующей активно-
стью обладает водород.
Установлено, что газы диффундируют в металлы только в ви-
де атомов.
Склонность к химическому взаимодействию газов и металлов
определяет способность данного газа диффундировать в данный
металл. Например, редкие газы (аргон, гелий и др.) не диффун-
дируют в металл. Азот диффундирует только в те металлы, кото-
рые образуют с ним нитриды, например в железо, марганец, но не
диффундирует в медь, никель и серебро, которые нитридов не об-
разуют и т. д.
На процесс диффузии большое влияние оказывает температу-
ра металла, парциальное давление газа, толщина слоя металла,
21
структура металла, а также'физическое и химическое состояния
поверхности.
Скорость диффузии быстро возрастает с повышением темпе-
ратуры. Эта зависимость может быть выражена уравнением
D = d~T,	(2)
где D — скорость диффузии, см2!сек\
dc — толщина пластинки, см\
q — константа’
Т — абсолютная температура.
Кроме того, скорость диффузии двухатомных газов, например
водорода, кислорода, азота, во многие твердые металлы может
быть выражена уравнением
D-Wpe"®,	(3)
a F
где D — скорость диффузии газа при парциальном давлении р
через единицу площади образца, единицу длины и в единицу вре-
мени при абсолютной температуре Т;
k и R — константы;
d — толщина металла, мм\
е — основание натуральных логарифмов;
Е — теплота диффузии, характеризующая данную систему
(газ — металл), дж (кал).
Из данной формулы следует, что скорость диффузии обратно
пропорциональна толщине металла, через который проходит газ.
Скорость диффузии быстро возрастает с повышением темпера-
туры, с повышением давления скорость дйффузии изменяется
пропорционально корню квадратному из давления
D=KVpt	(4)
где Д’—коэффициент пропорциональности;
р — парциальное давление газа, н/м2 (кГ/см2).
Такая закономерность действительна только в том случае, ес-
ли поверхность жидкого металла свободна от химических соеди-
нений в виде окислов. При наличии последних скорость диффу-
зии перестает зависеть от давления. В этом случае скорость диф-
фузии будет обусловливаться способностью данного газа прони-
кать через слой химического соединения. Если химическое соеди-
нение на поверхности металла (сплава) не адсорбирует газ, то
последний не способен достигнуть поверхности металла (спла-
ва), каким бы высоким не было его парциальное давление. На-
пример, диффузия кислорода через никель при 900° С становится
независимой от давления, превышающего 33,33 н!м2 (0,25 мм
рт. ст.), так как на поверхности появляется видимый слой закиси
никеля [2].
22
Резкое снижение коэффициента диффузии имеет место и в
том случае, когда поверхность металла (сплава) контактируется
с веществом более химически активным, чем обычная для данных
условий плавки газовая среда.
Если металл легко окисляется, то скорость диффузии других
газов (например, азота) снижается или прекращается полно-
стью.
На скорость диффузии также существенное влияние оказыва-
ют легирующие элементы и примеси в металлах и сплавах. На-
пример, скорость диффузии водорода в сталях с высоким содер-
жанием углерода при температурах выше температуры а — у-
превращения значительно возрастает, а в сталях с содержанием
углерода 0,1—0,2% при наличии в ней хрома при 700° С — пони-
жается.
Причина этих явлений пока не установлена. Но предполага-
ют, что эти явления обусловливаются изменением кристалличес-
кой решетки вследствие образования новых фаз, а также обра-
зованием на поверхности металла пленок из химических соеди-
нений газов с легирующими компонентами и примесями.
Таким образом, проникновение газа внутрь металла обуслов-
ливается только их способностью к активированной (химичес-
кой) адсорбции на поверхности металла. При наличии только
физической адсорбции диффузия газа в глубь металла при лю-
бом парциальном давлении отсутствует.
Абсорбция газов металлами
Абсорбцией называется процесс поглощения (растворения)
металлом газа, попавшего внутрь металла в результате диф-
фузии.
Растворение газов в металлах или сплавах является заверше-
нием процесса диффузии. При этом газы в зависимости от их хи-
мического сродства с металлами образуют суспензии, твердые
растворы или химические соединения.
Металлы растворяют газы в атомарном состоянии. Поэтому
растворению газов в металле должна предшествовать диссоциа-
ция металла на атомы, например
Н2 = 2Н = 2[Н].
Газ, растворяясь в металле, может образовать или твердые
растворы внедрения или, соединяясь с металлом и его примеся-
ми, образует устойчивые химические соединения.
Растворимость газов в металле при отсутствии устойчивых хи-
мических соединений между ними определяется законом Си-
вертса:
S = KVp,	(5)
где S — концентрация газа в металле, cjw3/LOO г;
23
р — парциальное давление газа в молекулярном состоянии
над металом, н!м2 (мм рт. ст.)\
k — константа растворимости, зависящая от температуры,
определяется по уравнению
k = R.e *т,	(6)
где /?0 — постоянная величина;
Qo — теплота растворения моля газа или теплота образова-
ния химического соединения, дж (кал),
R— газовая постоянная;
Т — абсолютная температура;
е — основание натуральных логарифмов.
Для нереагирующих с металлом газов теплота растворения
меньше нуля, так как основной расход энергии уходит на процесс
диссоциации прочных двухатомных молекул — их растворимость
растет с увеличением температуры.
Для реагирующих с металлами газов (Н2— Ti, Н2 — V и т.д.)
теплота растворения больше нуля за счет теплоты химических ре-
акций — их растворимость падает с температурой.
Закон Сивертса для таких газов сохраняется только для тем-
ператур, при которых диссоциация их соединений с металлами
почти полностью закончена (система Н2 — Ti выше 700°С).
Скорость растворения газов в металлах зависит от следую-
щих основных факторов: 1) полноты проявления активированной
адсорбции и 2) скорости диффузии. Газы, не обладающие спо-
собностью диффундировать, в металлах не растворяются. На-
пример, инертные газы нерастворимы ни в твердых, ни в рас-
плавленных металлах.
Известно, что системы газ — металл так же, как и другие ге-
терогенные системы, подчиняются правилу фаз и рассматрива-
ются как системы сплавов. Условия равновесия в системе газ —
металл изменяются с температурой, давлением и наличием в ме-
талле примесей, в частности составных частей сплавов.
Растворимость газа выражается в см3 на 100 г металла при
давлении 101,3 кн!м2 (760 мм рт. ст.) и при температуре 0°С.
На растворимость газов в металлах значительное влияние ока-
зывает упругость паров металлов. Эта зависимость пока не имеет
математического выражения. Известные в настоящее время ма-
тематические закономерности растворения газов в металлах в за-
висимости от температуры не учитывают упругость пара метал-
ла. Исследованиями доказано, что растворимость газа начинает
уменьшаться при достижении температур, при которых упругость
пара становится значительной. Примером, подтверждающим это
явление, может служить температурная зависимость процесса
растворения газа в металлах, которые обладают высокой упру-
гостью пара (цинк, кадмий и др.).
24
На рис. 2 приведена типичная кривая растворимости’ газов
в металле. На графике видно, что растворимость газа в твердом
состоянии незначительная и характеризуется участком а — б.
При температуре плавления металла растворимость газа резко
возрастает. Этот период растворения характеризуется участком
б — в. После расплавления металла при дальнейшем повышении
температуры растворимость газа продолжает возрастать до мак-
симального значения (точка г), затем резко снижается до нуле-
вого значения. Последнее Объясняется влиянием упругости паров
металла. Следовательно, растворимость газов в большинстве ме-
таллов увеличивается с повышением температуры расплава толь-
Рис. 2. Растворимость газа в ме-
таллах (а) и в сплавах (б) в за-
висимости от температуры нагрева
(TnJi — температура плавления;
Гн пл “ температура начача
плавления; Т к пл — температура
конца плавления; Гкип — темпе-
ратура кипения) [3]
ко до определенного температурного предела, а затем раствори-
мость начинает понижаться и становится равной нулю при до-
стижении точки кипения металла или температур, близких к
точке кипения. Образующиеся пары препятствуют растворению
газов.
§ 3. ПОГЛОЩЕНИЕ ГАЗОВ МЕТАЛЛАМИ
Газы, с которыми контактируют промышленные цветные ме-
таллы и сплавы в процессе их расплавления, обработки в жидком
состоянии и разливки, можно разделить на следующие четыре
группы:
первая — благородные газы (гелий, неон, аргон, криптон, ксе-
нон, радон);
вторая — простые двухатомные газы (О2, N2, Н2 и СЬ);
третья — газы-окислы (Н2О, СО, СО2, SO2, NO и др.);
четвертая — сложные газы [СН4, H2S, С2Н2, NH3, NH3(CN)2,
PN3 и др.].
Газы первой группы при любых температурных условиях
практически инертны по отношению к металлам и сплавам, т. е.
они не адсорбируются металлами и сплавами, не взаимодейству-
ют с ними ни путем диффузии, ни путем активной адсорбции.
Поэтому некоторые газы этой группы, как например, аргон и
гелий, используют в качестве надежной защитной среды при
25
плавке, а также при проведении точных экспериментов, когда
нужно исключить влияние окружающей атмосферы.
Газы второй, третьей и четвертой групп относятся к обычным
печным или атмосферным газам, а также к газам литейной фор-
мы и могут вступать во взаимодействие с металлами и сплавами
в процессе их расплавления, рафинирования и разливки. Чаще
всего в металлургических процессах встречаются газы второй
группы. Газы третьей и четвертой групп встречаются реже.
Газы второй группы, за исключением хлора, всегда присутст-
вуют в атмосфере и сильно действуют на металлы и сплавы.
Водород растворяется во всех технически важных металлах
и сплавах и является единственным газом, диффундирующим
в металл при комнатной температуре. Он особенно значительно
растворяется в алюминии, магнии, а также в некоторых более
тугоплавких металлах. Растворимость в легкоплавких металлах
(свинце, олове, цинке) значительно ниже. Перед растворением,
как указывалось выше, водород диссоциирует.
Водород в металлах может находиться или в растворенном
состоянии или в виде гидридов. В зависимости от характера рас-
творимости водорода, определяемого электроотрицательностью
атома металла и газа и размером атома, металлы делят на че-
тыре группы.
Первая — металлы (железо, медь, алюминий, никель, кобальт,
хром, молибден, серебро, платина), образующие с водородом
эндотермические истинные твердые растворы внедрения. Процесс
растворения водорода в этой группе металлов протекает в соот-
ветствии с вышеприведенными закономерностями (стр. 19).
Вторая — металлы (титан, ванадий, вольфрам, церий, цирко-
ний, титан, торий, ниобий, лантан и палладий), образующие с
водородом экзотермические металлоподобные гидриды (псевдо-
гидриды), в которых водород находится в виде положительного
иона. Газопоглотительная способность металлов этой группы
очень велика и процесс растворения газов не подчиняется выше-
приведенным закономерностям.
Третья — металлы (литий, натрий, калий, рубидий, цезий,
кальций, стронций, барий), образующие с водородом экзотерми-
ческие солеподобные устойчивые при обычной температуре гид-
риды, в которых водород находится в виде отрицательного иона.
Четвертая — металлы (бор, кремний, мышьяк, сурьма, вис-
мут, селен, теллур), образующие с водородом экзотермические
ковалентные гидриды, способные улетучиваться даже при ком-
натной температуре.
Кислород — самый активный газ по действию на металлы по
сравнению с азотом и водородом. В расплавленном состоянии
большинство металлов (медь, железо, кобальт, серебро, ванадий,
титан и др.) растворяют кислород и образуют с ним окислы. Кис-
лород не растворяется в ртути, золоте, платине, олове и свинце.
При охлаждении жидкого металла избыток кислорода в виде
26
окислов или в виде свободного кислорода (например, из сереб-
ра) выделяется из раствора в виде отдельной фазы. Только оки-
си алюминия, магния, марганца и кремния не растворяются соот-
ветственно в жидком алюминии, магнии, марганце и кремнии.
Механизм образования химических соединений металла с ки-
слородом и влияние их на свойство металлов будет рассмотрено
во второй части.
Азот — газ, обладающий меньшей активностью по отношению
к металлам и сплавам, чем кислород. Молекулярный азот отно-
сится к группе устойчивых комплексов. Атомарный азот погло
щается многими металлами (железом, марганцем, алюминием,
хромом, ванадием, вольфрамом, молибденом, цирконием, титаном
и некоторыми редкоземельными металлами). При низких темпе-
ратурах он преимущественно растворяется в металлах, а при вы-
соких — образует с металлом химические соединения — нитриды.
Растворение азота в кадмии, цинке, олове, висмуте, серебре
практически не наблюдается. В меди, никеле, кобальте растворе-
ние азота наблюдается только при температуре выше 1200° С.
Известно, что образование нитридов сопровождается интен-
сивным поглощением азота.
С повышением температуры интенсивность образования нит-
ридов увеличивается, но уменьшается их растворимость.
Хлор — газ, который не входит в состав печных газов и не
встречается в атмосфере. Он используется для дегазации спла-
вов алюминия и в некоторых случаях сплавов магния и меди.
Газы третьей группы — сложные кислородсодержащие газы,
которые входят в состав печных газов. Эти газы при некоторых
условиях способны диссоциировать на поверхности жидкого ме-
талла с выделением кислорода. В условиях плавки и литья слож-
ные кислородсодержащие газы проявляют себя главным обра-
зом как окисляющие газы.
Вопрос о растворимости сложных кислородсодержащих газов
еще недостаточно изучен. Многие исследователи доказывают, что
процессу растворения сложных кислородсодержащих газов, так
же как и простых двухатомных газов, должен предшествовать
процесс диссоциации их на атомы. Другие исследователи раство-
римость сложных кислородсодержащих газов в металлах увя-
зывают с законом квадратного корня из давления (К К р).
В этом случае, если растворимость газа соответствует закону
квадратного корня из давления, то преобладает атомное раство-
рение, если же такого соответствия нет, преобладает растворение
молекулярное [1].
Газы четвертой группы — газы сложного типа (например, уг-
леводороды СтНп), газы этой группы так же, как и газы третьей
группы, в условиях приготовления сплавов встречаются значи-
тельно реже. Иногда сложные водородсодержащие газы также
способны диссоциировать на атомарные составляющие. Например,
27
углеводороды диссоциируют на водород и углерод. Водород мо-
жет растворяться в жидком металле, а углерод, соединяясь с ме-
таллом, образует карбиды. Однако следует отметить, что медь
адсорбирует только водород и карбидов не образует.
Водородазотистые газы в условиях разливки полностью дис-
социируют на атомарные водород и азот. Например, аммиак
полностью диссоциирует при температуре 450—550° С.
Поглощение газов медью и ее сплавами
В меди могут растворяться водород, кислород, сернистый газ
и пары воды. Азот и углекислый газ практически в меди не рас-
творимы.
Водород наиболее опасный газ для медных сплавов. Он хоро-
шо растворяется в меди и ее сплавах. При температуре 1300° С
растворимость водорода в меди колеблется от 9,2 до 10,2 см3/100 г.
Растворимость водорода в меди сильно возрастает с повыше-
нием температуры и, наоборот, резко понижается при охлажде-
ние. 3. Растворимость водорода в меди в зависимости
от температуры
нии. На рис. 3 приведена зависимость растворимости водорода
в меди от температуры.
На растворимость водорода в меди и медных сплавах боль-
шое влияние оказывают легирующие компоненты. Свинец, олово,
алюминий, цинк, фосфор уменьшают растворимость водорода.
Никель, платина увеличивают растворимость водорода в меди.
Серебро не оказывает влияния на растворимость водорода.
Растворимость водорода в сплавах системы медь — никель
увеличивается с увеличением содержания никеля. Добавка алю-
миния снижает растворимость водорода в медных сплавах. Мед-
ные сплавы с достаточно высоким содержанием цинка не склон-
28
ны к поглощению водорода. Объясняется это большой упруго-
стью п^ров цинка в расплавленном состоянии. Например,
давление паров латуни, содержащей 30% Zn при 1000° С, со-
ставдяет 66640 кри2 (500 мм рт. ст.).
Высоко легированные алюминиевые бронзы и литейные лату-
ни растворяют водород значительно меньше, чем медь.
Кислород для меди служит окислителем. Исследованиями до-
казано, что процесс окисления расплавленной меди аналогичен
процессу окисления меди в твердом состоянии.
Вначале происходит быстрое поглощение кислорода медью,
которое замедляется по мере растворения в металле закиси меди
{Си2О). Кислород в виде Си2О с медью образует легкоплавкую
эвтектику (Cu2O + Си), которая при кристаллизации меди зале-
гает по границам зерен меди. Наличие кислорода в меди в коли-
честве выше 0,1—0,2% отрицательно влияет на ее технологичес-
кие свойства и качество изделий.
В сплавах на медной основе (латуни, бронзы, сплавы меди с
хромом, бериллием, кремнием и др.) кислород, кроме меди, мо-
жет вступать в химическое взаимодействие с теми легирующими
компонентами, которые обладают большим сродством к кислоро-
ду, образуя с ними соответствующие окислы (SnO2; ZnO; SiO2 и
т. д.). Эти окислы при обычных температурах плавки обладают
незначительной растворимостью в жидком сплаве и обычно нахо-
дятся в твердом состоянии.
Азот практически не растворяется в меди и ее сплавах. Поэ-
тому атмосфера азота не оказывает вредного влияния на их рас-
плавы. Она служит по отношению к меди нейтральной средой.
Углекислый газ так же, как и азот, на расплавленную медь и
ее сплавы в-редного влияния не оказывает, так как реакция
2Cu + СО2 Си2О + СО практически в заметной степени не
протекает. Поэтому углекислый газ для расплавленной меди —
практически нейтральный газ. Углекислый газ для большинства
медных сплавов является окислителем.
Окись углерода для расплавленной меди и ее сплавов, содер-
жащих .закись меди, служит восстановителем:
C1J2O 4- СО = 2Cu+ СО2.
Эта реакция экзотермическая, поэтому процесс восстановле-
ния закиси меди пойдет довольно энергично.
Водяной пар. Между водяным паром и медью может иметь
место обратимая реакция:
2Си Н2О Си2О 4~
В практических условиях эта реакция легко идет справа на-
лево,' так как водяной пар уходит из меди. Поэтому водяной пар,
присутствующий в печной атмосфере, не оказывает вредного
влияния как на твердую, так и на расплавленную медь.
29
Водяной пар и углекислый газ для сплавов на основе меди,
содержащих в качестве легирующих компонентов цинк, олово,
кремний, алюминий, кадмий (например, латунь, бронза, сплавы
меди с кремнием, кадмием и др.), являются окислителями, на-
пример:
2А1 +ЗН2О = А12О3 4- 6Н;
Sn 4- 2Н2О = SnO2 + 4Н;
Si 4- 2Н2О = SiO2 4- 4Н;
Zn 4- СО2 = ZnO + СО;
Si 4- 2СО2 - SiO2 4- 2СО;
2А1 + ЗСО2 = А12О3 4- ЗСО.
Выделившийся в результате реакций водород поглощается
сплавами. Окись углерода практически не растворяется в этих
сплавах и не является для них вредным газом.
Сернистый газ растворяется в меди. Процесс растворения
идет очень интенсивно. При взаимодействии расплавленной меди
с сернистым газом идет обратимая экзотермическая реакция:
6Cu + 2SO2 ^.2CuS + 2Cu2O.
Так как эта реакция идет очень легко, то не рекомендуется до-
пускать контакта расплавленной меди с сернистым газом.
Поглощение газов никелем и медноникелевыми сплавами
Никель и медноникелевые сплавы по характеру взаимодейст-
вия с газами печной атмосферы во многом подобны меди.
Азот, растворимый в расплавленном никеле и медноникеле-
вых сплавах, практически безвредный газ.
Кислород. При взаимодействии никеля с кислородом образу-
ется закись никеля, которая растворяется в расплавленном ме-
талле. При небольших содержаниях закиси никеля образуется
твердый раствор, распадающийся при понижении температуры с
выделением закиси никеля.
Водяной пар энергично взаимодействует с никелем, образуя
закись никеля с освобождением водорода по реакции
Ni + H2O^H2 + NiO.
Углекислый газ также вступает в реакцию с расплавленным
никелем:
Ni 4- СО2 = NiO + СО.
Окись углерода и никель при высоких температурах взаимо-
действуют по реакции
4Ni + СО = NiO + Ni3C.
31
Эта реакция имеет место в том случае, когда в металле при-
сутствуют одновременно NiO и Ni3C.
При обратном ходе реакции выделяется окись углерода, что
часто обусловливает газовую пористость в отливках.
Сернистый газ взаимодействует с никелем по реакции
7Ni + 2SO2 £ Ni3S2 + 4NiO.
Сернистый никель растворяется в никеле и отрицательно
влияет на его качество. При обратном ходе реакции (справа на-
лево) выделяется сернистый газ. который часто является причи-
ной образования газовой пористости в отливках.
Водород растворяется в расплавленном никеле. По данным
Сивертса [4], при температуре 1550° С в никеле растворяется во-
дорода около 42 cjw3/1 00 г. В никеле растворяется водорода боль-
ше, чем в меди.
В медноникелевых сплавах растворимость водорода увеличи-
вается с повышением содержания никеля до 55%.
Поглощение газов алюминием и его сплавами
Алюминий и его сплавы в расплавленном состоянии также
способны вступать во взаимодействие с окружающей средой, об-
разуя при этом различные химические соединения, которые из
расплава попадают в отливку и отрицательно влияют на ее ка-
чество.
Исследованиями установлено, что алюминий и его сплавы
в твердом состоянии практически газов не поглощают. Заметное
поглощение газов алюминием и его сплавами начинается с тем-
пературы 700° С и выше.
При высоких температурах снижение степени растворимости
различных газов происходит по следующему ряду: водород—све-
тильный газ — окись углерода — углекислота — сернистый газ —
азот. Водород растворяется во много раз больше других газов.
Следовательно, водород в алюминии и его сплавах растворяется
в значительных количествах.
По данным И. Ф. Колобнева и М. Б. Альтмана, чистый алюми-
ний содержит не больше 2—3 см3 газа на 100 г металла. В газе
содержится до 80—85% (объемн.) водорода, а остальное состав-
ляют кислород, окись углерода, азот и углеводороды.
Алюминий по характеру растворимости в нем водорода отно-
сится к металлам первой группы и подчиняется общим законо-
мерностям растворимости газов в металлах и сплавах, т. е. за-
кону квадратного корня из давления.
Растворимость водорода в алюминиевых сплавах еще недо-
статочно изучена. Известные данные многих исследователей о
растворимости водорода в алюминиевых сплавах свидетельству-
ют о том, что легирующие элементы и специальные добавки ока-
зывают различное влияние на растворимость водорода в алюми-
31
лиевых сплавах. Легирующие элементы и добавки, обладающие
большей газопоглотительной способностью, чем основа сплава,
увеличивают растворимость водорода в алюминиевых сплавах.
Например, добавки церия, тория, титана значительно увеличива-
ют растворимость водорода в алюминии и его сплавах, добавки
хрома и железа — незначительно увеличивают растворимость, а
медь, кремний, никель, марганец и олово снижают раствори-
мость. Добавка магния к алюминию до известного предела уве-
личивает растворимость водорода. Например, если в чистом алю-
минии растворимость водорода составляла 0,9 см3 на 100 г. то
при 5% Mg растворимость возросла до 1,3 см3 на 100 г, при
6% Mg — до 2,9 см3 на 100 г [5].
Количество водорода определяют по формуле
Igs = -Y + B+Tlg₽H»-	(7)
где S — количество водорода, см3/\00 г металла;
Т — абсолютная температура;
рн, — давление в момент появления первого пузырька, н/м2
(мм рт. ст.);
А и В — константы, определяемые из известных значений раство-
римости водорода в исследуемом металле.
Азот с алюминием и его сплавами при температурах, не пре-
вышающих 700—750° С, практически почти не взаимодействует,
считается нейтральным газом и иногда применяется как дегаза-
тор. При температурах выше 800° С азот с алюминием интенсив-
но взаимодействует с образованием нитрида алюминия (A1N).
Кислород с алюминием дает химическое соединение AI2O3, ко-
торое на поверхности расплава образует плотный покров, умень-
шающий в дальнейшем скорость поглощения газов жидким алю-
минием.
Водяной пар с алюминием очень энергично вступает в хими-
ческое взаимодействие с образованием окиси алюминия с выде-
лением водорода по реакции
2А1 + ЗН2О - А12О3 + ЗН2.
Выделившийся водород в значительной степени поглощается
жидким алюминием.
Углекислый газ, окись углерода при температурах плавки
также вступают в химическое взаимодействие с алюминием, об-
разуя карбид алюминия.
Глинозем, нитрид алюминия и карбид алюминия — термо-
стойкие химические соединения. Наиболее термостойкой являет-
ся окись алюминия. Эти химические соединения практически поч-
ти не растворяются ни в твердом, ни в жидком алюминии.
В условиях плавки и литья возможны химические реакции
между карбидом и нитридом алюминия и водяным п^ром с об-
разованием газов: метана, аммиака, угольного ангидрида (кар-
бид алюминия, кроме водяного пара, взаимодействует с кисло-
родом).
Исследованиями установлено, что эти газы при температурах
плавки и литья не оказывают заметного отрицательного влияния
на газовую пористость в отливках.
Сернистый газ, взаимодействуя с алюминием, образует серни-
стый алюминий и окись алюминия по реакции
3SO2 + 6А1 = 2А12О3 + AI2Ss.
Образовавшиеся в результате этой реакции химические сое-
динения в условиях плавки и литья находятся в твердом состоя-
нии и на степень загазованности расплава непосредственно не
оказывают влияния.
Следовательно, причиной образования неметаллических
включений в процессе плавки алюминия и его сплавов могут быть
преимущественно водород, кислород и водяной пар.
Поглощение газов магнием и его сплавами
Магний более активный металл, чем алюминий. Он взаимо-
действует со всеми газами окружающей среды независимо от его
агрегатного состояния.
Газы, содержащие кислород (О2, Н2О, СО2, СО, SO2), в ус-
ловиях плавки и литья реагируют с магнием с образованием оки-
си магния и освобождением элемента, который раньше был сое-
динен с кислородом:
2Mg + О2 = 2MgO;
Mg + H2O = MgO + H2;
Mg + CO2 = MgO + CO,
или	2Mg + СО2 = 2MgO + С,
или	4Mg + СО2 = 2MgO + Mg2C;
2Mg + SO2 = 2MgO + S;
3Mg + SO2 = 2MgO + MgS.
Азот с расплавленным магнием образует нитрид магния
Mg2N2, который в условиях плавки представляет собой твердое
вещество в виде порошка зеленовато-желтого цвета с плотностью,
близкой к плотности расплавленного магния. Он может вызывать
пористость в отливках.
Водород растворяется в магнии, образуя с ним твердый рас-
твор внедрения.
Растворимость водорода в расплавленном магнии и его спла-
вах по сравнению с другими рассмотренными выше цветными ме-
таллами и сплавами очень велика. В условиях плавки и разлив-
ки магний и его сплавы поглощают самое большое количество
водорода (до 26—30 см3/100 г).
3 В. С. Юдкин	33
Рис. 4. Растворимость водорода в чистом
магнии в зависимости от температуры [6]
Магний по характеру растворимости в нем водорода принад-
лежит к первой группе металлов. Поэтому вышеприведенные
законы растворимости газов в металлах действительны и для
магния и его сплавов.
Растворимость водорода в магнии в зависимости от темпера-
туры показана на рис. 4.
Следует отметить, что в производственных условиях никогда
не достигается насыщение сплава МЛ5 водородом, соответствую-
щее равновесной растворимости газа в металле при данной тем-
пературе.
Известно, что приготов-
ленный в газовых отража-
тельных печах сплав МЛ5 в
большинстве случаев содер-
жит водорода не больше
24 сл£3/100 г металла. Одна-
ко уже при 18 см3 водорода
на 100 г металла возникает
реальная угроза появления
пористости в отливках [7].
Углеводороды при взаи-
модействии с расплавлен-
ным магнием образуют кар-
бид магния и свободный
водород. Последний погло-
щается магнием.
На растворимость водо-
рода в магниевых сплавах оказывают влияние процентное содер-
жание легирующих компонентов в сплаве. Например, при леги-
ровании магния алюминием максимальная растворимость водо-
рода в магнии наблюдается при содержании 2—3% А1. При
дальнейшем повышении содержания алюминия в магнии раство-
римость водорода в нем -понижается.
Исследованиями установлено, что промышленные магниевые
сплавы типа МЛ4 и МЛ5 в жидком состоянии при температуре
800° С при давлении водорода, равном 133,3 н!м2 (1 ат), способ-
ны растворить водорода от 24 до 34 с;и3 на 100 г сплава.
§ 4. ИСТОЧНИКИ ОБРАЗОВАНИЯ ГАЗОВ
ПРИ ПЛАВКЕ
Основные источники образования газов печной атмосферы
в процессе плавки следующие: 1) газы, образующиеся от сжига-
ния топлива; 2) газы, образующиеся за счет влаги, содержащей-
ся в футеровке печи, на плавильных инструментах и т. д.; 3) га-
зы, образующиеся вследствие разложения влаги и продуктов
коррозии шихты; 4) газы, образующиеся вследствие адсорбирую-
щего действия шлака.
34
Печная атмосфера в пламенных печах в процессе плавки об-
разуется главным образом, за счет газов, получаемых от сжига-
ния топлива.
Газы, образующиеся в результате сжигания топлива, в основ-
ном состоят из кислорода, азота, паров воды, водорода, окиси
углерода, углекислого газа, углеводородов, сернистого газа. В за-
висимости от вида и состава топлива и относительного количест-
ва топлива и воздуха или топлива и кислорода количественное
соотношение составляющих печной атмосферы может быть раз-
личное.
В печной атмосфере плавильных печей может содержаться
значительное количество водяных паров. Водяные пары играют
очень важную роль в поглощении газов металлами. Они служат
основным источником адсорбции водорода расплавленным ме-
таллом.
Источники водяных паров в печной атмосфере следующие:
1) топливо; 2) воздух; 3) огнеупорные материалы; 4) шихтовые
материалы.
Воздух оказывает значительное влияние на содержание вла-
ги в печной атмосфере. В зависимости от времени года влаж-
ность воздуха бывает различной. Наблюдениями установлено,
что систематический рост брака по газовой пористости имеет ме-
сто в то время года, когда воздух наиболее насыщен влагой. По
данным И. Е. Горшкова и других исследователей, наибольший
брак литья по газовой пористости наблюдается в жаркое летнее
время, особенно в июле.
Огнеупорные материалы футеровки плавильных печей, тигли,
плавильные инструменты, содержащие влагу, являются потенци
альными источниками проникновения газа в расплавленные ме*
таллы.
При контакте с расплавом адсорбированный водяной пар на
их поверхности разлагается, выделяя водород и образуя окислы.
Огнеупорные материалы, входящие в состав футеровки обмаз-
ки плавильных устройств, инструмента, не только содержат вла-
гу, но и обладают пористой структурой. Пористость увеличивает
свободную поверхность огнеупоров, и огнеупоры служат своеоб-
разным передатчиком адсорбированной влаги и газов жидкому
сплаву или плавильному пространству печи. Поэтому после ре-
монта или временной остановки печи необходимо перед рабочей
плавкой проводить промывную плавку.
Шихтовые материалы, содержащие влагу и следы коррозии,
при их расплавлении оказывают значительное влияние на состав
атмосферы печи. Они также служат источником появления водо^-
рода в металле. В условиях плавки влага шихты диссоциирует на
кислород и атомарный водород, который растворяется в металле.
Большую опасность представляют включения, попадающие
в расплав вместе с загрязненными и влажными отходами произ-
водства и чушковыми металлами, составляющими основную
3*	35
часть шихты. Например, чушковый магний содержит 20—
25 слР/100 г водорода [2].
Большое количество водорода вводится в расплав с лигатура-
ми, содержащими гидридобразующие металлы. Например, алю-
миниево-циркониевая лигатура (5% Zr) содержит до 45 см3/100г
водорода, алюминиевотитановая лигатура (3% Ti) — до
30 см3/100 а водорода. Большое количество водорода также об-
наружено в лигатурах тугоплавких металлов, приготовленных
при высоких температурах или на основе металлов, добываемых
.путем электролиза (Al — Be: Al — Мп; Al — Ni).
На загрязненность расплава неметаллическими включениями
также оказывают влияние размеры шихтовых материалов. Прак-
тика работы литейных цехов показывает, что потери металла от
окисления бывают больше при использовании малогабаритных
шихтовых материалов. Например, при плавке в газовой печи
алюминиевого сплава иногда используют шихту с удельной по-
верхностью (—), равной 0,13 см21г. Тогда количество окисных
X Р )
плен составляет 1,2% от веса шихты.
При плавке того же сплава с использованием шихтовых ма-
териалов с удельной поверхностью 2,2 см21г количество окислов
на поверхности расплава возросло до 2,2% [2].
Продукты коррозии металлической части шихты, соприкаса-
ясь с расплавленными металлами, реагируют с ними с образова-
нием окисла металла. Например:
А1 (ОН)з + А1 = А12О3 + ЗН.
Выделившийся таким образом водород растворяется в рас-
плавленном металле.
Таким образом, сплавы содержат тем больше газовых и твер-
дых неметаллических включений, чем больше их в шихтовых ма-
териалах. Для снижения содержания неметаллических включе-
ний в сплавах рекомендуется рафинировать все исходные шихто-
вые материалы, особенно в предварительном рафинировании
нуждаются переплавы отходов производства.
На степень загрязненности расплава неметаллическими газо-
выми и твердыми включениями большое влияние оказывают ти-
пы печных агрегатов.
По данным ряда исследователей, одним из основных источни-
ков попадания неметаллических газовых и твердых включений
в расплав является печная атмосфера.
Наиболее благоприятная атмосфера для насыщения распла-
ва водородом я образования окислов создается в мазутных печах
и наименее благоприятная — в индукционных печах и в электро-
печах сопротивления.
Производственный опыт показывает, что наименьшее содер-
жание неметаллических включений наблюдается в сплавах, при-
готовленных в. индукционных печах. Это объясняется быстротой
36
плавки и минимальным содержанием водяных паров в печной ат-
мосфере. Содержание водяных паров в атмосфере индукционных
печей колеблется в пределах 0,25—0,8%, тогда как в атмосфере
пламенных отражательных плавильных печей содержание водя-
ных паров может достигать 20% и выше.
На загрязненность расплава неметаллическими включениями
существенное влияние оказывает величина зеркала расплава
цлавильной печи. Чем больше удельная поверхность расплава,
тем в большей степени сплав насыщается неметаллическими
включениями.
§ 5. ГАЗОВЫЕ ВКЛЮЧЕНИЯ
Газовые включения в отливках в виде раковин и пор — один
из наиболее распространенных дефектов. Эти дефекты в отливке
играют роль надрезов в металле, уменьшая эффективное сечение.
В местах их расположения концентрируются напряжения, кото-
рые часто служат причиной появления местных трещин в от-
ливке.
Газовые включения в виде раковин представляют собой пу-
стоты различной величины и формы, располагающиеся как внут-
ри, так и на поверхности отливки в виде отдельных образований
или скоплений.
Газовые включения в виде различных пустот снижают свойст-
ва отливки, особенно ее пластичность, ударную вязкость и сопро-
тивление усталости.
Газовые включения в отливках могут образовываться либо
вследствие выделения газов из металла, либо вследствие влияния
формы.
Газы могут заполнять все пустоты усадочного происхожде-
ния, образующиеся внутри отливки при кристаллизации металла.
Они могут находиться в растворе в виде соединений (окислы,
нитриды) или в естественном состоянии. Чаще всего в металлах
встречаются водород, азот, кислород. В них могут находиться
также сложные газы, например: окись углерода, углекислый газ,
водяной пар, сернистый газ, которые образуются в процессе кри-
сталлизации отливки и проявляются в виде пористости. Однако
они не растворимы ни в жидком, ни в твердом металле.
Водород занимает особое место среди прочих газов по своей
способности растворяться почти во всех твердых и жидких ме-
таллах. При плавке он очень интенсивно поглощается металлами,
выделяясь при взаимодействии углеводородов или расплава с
водяным паром.
Механизм образования газовых раковин
Газовые пустоты в отливках могут образовываться при выде-
лении из металла лли литейной формы. В том и другом случае
причиной образования газовых пустот в отливках является нали-
37
чие в расплаве газовых пузырьков, которые в процессе кристал-
лизации не успевают выделиться на поверхность и остаются в за-
твердевшем металле.
Механизм образования газовых пустот (раковин и пор) в от-
ливках, независимо от происхождения газа, в общем виде сво-
дится к следующему: в процессе кристаллизации избыточное ко-
личество газа выделяется на границе раздела твердой и жидкой
фаз, где он удерживается капиллярными' силами и увеличивается
в объеме за счет диффундирующих в него газов. Причем газовые
раковины и поры образуются в тот момент, когда общее давле-
ние всех выделяющихся из расплава газов (внутреннее давление
пузырька) будет больше суммы внешних давлений, т. е.:
^^газ > 2Рвн.д,
^^газ ~ Рн2 “Ь Pn2 РсО “Ь • • * »
^Рвн.д = Ратм + рЯ+^1
г
где 2РГаз — общее давление всех газов в металле, равное сумме
парциальных давлений отдельных газов;
2Лш.д — сумма внешних давлений;
^атм — атмосферное давление, н/м2 (кГ/мм2);
рЯ — гидростатическое давление на пузырь (Яир — соот-
ветственно высота столба и плотность жидкого ме-
талла) , н/м2 (кГ1см2);
2а
.——давление поверхностной пленки на пузырь радиуса
г при поверхностном натяжении о, н(дин).
Это условие определяет выделение газов из металлов в про-
цессе охлаждения, если считать, что пузырек образуется только
в жидкой фазе. Газы, заполняющие пузыри в отливках (слитках)
из сплавов цветных металлов, состоят главным образом из водо-
рода.
В случае, если общее давление всех выделяющихся газов из
сплава будет меньше суммы внешних давлений (2РГаз < 2РВн.д)>
газовый пузырь в металле не образуется. Однако следует отме-
тить, что возникновение газовых пузырей в кристаллизующемся
сплаве еще не означает, что отливка обязательно будет пораже-
на газовыми дефектами. При соответствующих условиях литья
образовавшиеся газовые пузыри могут быть полностью удалены,
т. е. могут всплыть на поверхность поднимающегося в форме ме-
талла до затвердевания. В этом случае газовые раковины и поры
не образуются и отливка получается плотной.
Аналогичным образом объясняется механизм образования га-
зовых раковин за счет газов формы. При заполнении формы рас-
плавом на границе металл — форма образуются газы, которые
нагреваются от соприкосновения с жидким металлом, в резуль-
38
тате чего на поверхности соприкосновения формы и металла со-
здается повышенное давление. Образование газового пузыря
в кристаллизующемся металле будет происходить в том случае,
если общее давление газов, выделившихся из формы (2^Газ.ф)
будет больше суммарного внешнего давления:
2РГаз.ф 2РВН Д,
2РГаз.ф = Рв.ф + Рн2О Рху
~	~	2(7'
2^вн.д = ^г.п + рЯ Н---,
г
где Рв.ф — давление воздуха в порах формы, н/м2 (мм рт. ст.);
Рн2о— давление паров воды (влаги) формы, н/м2 (мм рт. ст.);
рх — давление газов, выделившихся в результате взаимо-
действия металла с материалом формы, н!м2
(мм рт. ст.);
Л\п — давление газов на поверхности, н/м2 (кГ)мм2);
о' — поверхностное натяжение металла или прочность ко-
рочки на его поверхности, н!м (дин/см).
Газовые пузырьки появляются в металле преимущественно
в начале заливки. Образовавшийся газовый пузырь стремится за-
нять максимальный объем, имеет минимальное давление и мо-
жет всплыть в верхнюю часть отливки. Проникновение газов из
формы в металл отливки и образование газовых пузырей может
происходить лишь до тех пор, пока на поверхности металла
в форме при его охлаждении не образуется достаточно толстый
(от нескольких десятых долей мм до нескольких мм) и прочный
твердый слой (корочка), способный выдержать давление воздуха
и других газов формы.
Газовые включения в отливках,
образованные в результате выделения газа из расплава
Развитие газовой пористости в отливках зависит от интерва-
ла кристаллизации сплава, который определяется составом по-
следнего, от содержания газа в расплаве, от давления и от интен-
сивности охлаждения расплава в форме во время кристаллиза-
ции. При охлаждении расплава в форме выделение газа из рас-
твора происходит главным образом в виде пузырьков. Образова-
ние пузырьков газа в жидком металле в данном случае характе-
ризуется условием
гДе Ргаз — равновесное парциальное давление растворенного га-
за в металле, н[м2 (кГ/мм2);
39
Сж — концентрация газа в жидком металле, cjw3/1 00 г;
— равновесная растворимость газа в жидком металле
при той же температуре и парциальном давлении газа,
равном 0,1 Мн!м2 (1 ат).
Таким образом, для газовыделения из расплава необходимо:
а) присутствие в расплаве растворенного газа, содержание кото-
рого превосходило бы его равновесную растворимость в твердом
сплаве при парциальном давлении газа 0,1 Мн)м2 (1 ат); б) мед-
ленное охлаждение, при котором становится невозможно образо-
вание пересыщенных твердых растворов вследствие полного*про-
текания диффузионных процессов.
Влияние интервала кристаллизации сплава. Вероятность за-
твердевания пузырьков газа в отливке зависит от степени разви-
тия объемной кристаллизации, т. е. от температурного интервала
кристаллизации сплава.
Сплавы с узким температурным интервалом кристаллизации
в обычных условиях охлаждения кристаллизуются фронтально,
т. е. по мере понижения температуры зона кристаллизации после-
довательно перемещается в направлении, обратном направлению
теплоотвода. Жидкий металл в этом случае будет находиться
вплоть до затвердевания под воздействием суммарного атмосфер-
ного и металлостатического давления.
Сплавы с широким интервалом кристаллизации кристаллизу-
ются объемно, т. е. весь объем жидкого металла в форме кри-
сталлизуется одновременно. При объемной кристаллизации спла-
ва на определенном этапе затвердевания между первично закри-
сталлизовавшимися разветвленными дендритами могут образо-
ваться разобщенные (изолированные) участки остаточной жидко-
сти, которые оказываются вне действия атмосферного давления.
При дальнейшем охлаждении жидкий металл в этих участках
уменьшается в объеме, что приводит к образованию усадочных
пор с разрежением и выделению газа из раствора. В этом случае
образование пузырьков происходит при парциальном давлении
газа (ргаз) ниже 0,1 Мн/м2 (1 ат).
Влияние давления в момент кристаллизации расплава. Дав-
ление в момент кристаллизации расплава препятствует выделе1
нию газа из раствора.
Вопросы влияния давления в момент кристаллизации на обра-
зование усадочных пустот и выделение газа из раствора освещен
в трудах А. А. Бочвара и А. Г. Спасского. Ими был разработан и
внедрен в промышленных условиях метод литья с кристаллизаци-
ей под давлением. Сущность этого метода заключается в том, что
кристаллизация металла в форме происходит под давлением
0,4—0,5 Мн/м2 (4—5 ат), которое создается в специальном ре-
зервуаре (автоклаве). Это давление в основном обеспечивает
удержание газов в твердом растворе. В основу этого метода по-
ложена зависимость растворимости двухатомных газов в метал-
40
ле от давления. По Сивертсу эта зависимость подчиняется пара-
болическому закону:
/\
$
Количество
Выделившегося
газа при 392,3
нн/м2(9ат)
Температура t2 tj
Рис. 5. Равновесное и неравновесное состоя-
ние газа и растворимость его в сплаве при

Количество Выде-
лившегося газа
при 98,1кн1м2(1ат)
5


где S — растворимость газа, см3/100 г;
R' — коэффициент пропорциональности;
R — константа равновесия в системе газ — металл;
р — внешнее давление, н/м2 (кГ/мм2).
Из формулы видно, что предел растворимости газа в металле
с увеличением давления возрастает.
Влияние давления на га-
зовыделение из раствора при
условии, что растворимость
газа в твердом и жидком со-
стоянии подчиняется одному
закону, характеризуется схе-
мой, изображенной на рис. 5.
Кривая 1 показывает рас-
творимость газа в зависимо-
сти от температуры в усло-
виях равновесия при атмос-
ферном давлении; кривая
2— то же, при давлении
0,4 Мн/м2 (4 ат).
Если предположить, что
при неравновесных условиях
охлаждения из жидкого
сплава успеет выделиться не
весь растворенный газ, а
лишь половина его (в твер- / _ ge i (i)- 2 — 3923 (4)
дом состоянии выделения
не происходит — пунктирные
кривые), то количество выделившегося из раствора газа (при ат-
мосферном давлении) определится расстоянием между точками
а и б. Если в период охлаждения расплава, в котором растворено
количество газа, определяемое точкой а, повысить давление до
0,4 Мн/м2 (4 ат), то при принятых условиях окажется, что на-
чальное положение определилось бы точкой б.
Газовыделение (или газонасыщение) начинается не при тем-
пературе Л, а при температуре равновесия t2i лежащей на кри-
вой 2 между ликвидусом и солидусом. При охлаждении от этой
температуры, согласно принятому условию, газовыделения почти
нет. Следовательно, при принятом соотношении между раствори-
мостью газа и давлением оказалось, что при давлении 0,4 Мн/м2
(4 ат) газ из раствора выделяется в ничтожном количестве.
Таким образом, давление в 0,4—0,5 Мн/м2 (4—5 ат) в период
кристаллизации алюминиевых сплавов практически исключает
41
возможность выделения газа из раствора и способствует умень-
шению газовой пористости.
Следовательно, метод литья с кристаллизацией под давлени-
ем в автоклавах — один из самых эффективных методов по борь-
бе с газовой пористостью в фасонных отливках из алюминиевых
сплавов. Он позволяет получать отливки не только плотные, но и
с повышенными механическими свойствами.
Влияние интенсивности охлаждения' расплава в форме [62]~
Чем интенсивнее охлаждается расплав в форме, тем меньше вы-
деляется газа из раствора. При быстром охлаждении расплава
газ может либо полностью задержаться в растворе, либо выде-
литься в виде микропузырьков. Это объясняется тем, что при ин-
тенсивном охлаждении кристаллизующегося расплава в жидкой
фазе, примыкающей к фронту кристаллизации, создается пере-
пад температур и парциальных давлений (рГаз). При этом лишь
в узком слое жидкого металла, непосредственно примыкающему
к фронту кристаллизации, где достигается неравенство рГаз>Рвн.д>
будут создаваться условия для образования газовых пузырьков.
Но так как при интенсивном охлаждении фронт кристаллизации
непрерывно перемещается с достаточно большой скоростью при
сравнительно малой толщине газопересыщенного слоя жидкого
металла, выделившиеся из раствора пузырьки газа не успевают
разрастись.
Подобные высокие скорости кристаллизации имеют место при
литье слитков полунепрерывным или непрерывным методом с не-
посредственным охлаждением слитка водой, а также при литье
тонкостенных фасонных отливок в водоохлаждаемые металли-
ческие формы.
Медленное охлаждение расплава в форме способствует боль-
шему выделению газа из раствора, возникновению пузырьков, их
росту и развитию большого количества газовых пор в отливках.
При этом чем меньше скорость охлаждения при постоянном со-
держании газа в расплаве, тем больше газа выделится из раство-
ра, тем сильнее будет газовая пористость в отливке. Это объяс-
няется тем, что при относительно небольших скоростях охлажде-
ния расплава в форме толщина слоя жидкого металла у фронта,
кристаллизации, где создаются условия для образования газовых
пузырьков (Ргаз > Рвн.д), может значительно увеличиваться, что*
будет способствовать более полному протеканию диффузионных
процессов и выделению газа из расплава.
Таким образом, вероятность образования пузырьков газа при
охлаждении расплава будет определяться скоростью кристалли-
зации сплава, характером кристаллизации, величиной внешнего’
давления, а также величиной равновесного парциального давле-
ния газа (Ргаз) к моменту затвердевания расплава. Величина по-
следнего фактора может сильно меняться в зависимости от со-
става сплава. Например, по мере увеличения содержания в алю-
минии кремния величина равновесного парциального давления!
42
водорода рн2, по данным А. П. Гудченко, соответственно повы-
шается при одной и той же концентрации растворенного газа в
расплаве, так как при этом уменьшается растворимость водоро-
да в сплаве и понижается температура солидуса.
Меры борьбы с газовыми включениями. Основными метода-
ми борьбы с газовой пористостью в отливках являются в основ-
ном технологические мероприятия, предупреждающие избыточ-
ное поглощение газов металлом. Все искусственные методы де-
газации, применяемые к расплавленному металлу, которые под-
робно описаны в главе III, являются крайними мерами, которые
следует применять только в том случае, если нельзя предупре-
дить избыточного поглощения металлом водорода при плавке.
Причем для предупреждения поглощения металлом газов в про-
цессе плавки должно быть обращено самое серьезное внимание
на устранение контакта расплавленного металла с водяными па-
рами, так кай* основным газом, вызывающим дефекты в отлив-
ках, является водород.
Газоусадочную пористость можно предупредить: 1) понижени-
ем содержания газа в расплаве; 2) повышением растворимости
в твердом состоянии; 3) применением метода литья под давле-
нием в автоклавах; 4) применением относительно быстрого ох-
лаждения; 5) обработкой расплава перед разливкой формы ва-
куумированием.
Газовые включения, образующиеся в результате взаимодейст-
вия металла с формой. Отличительной особенностью газовых ра-
ковин, образующихся в результате взаимодействия металла с
формой, является то, что они преимущественно располагаются
в наружных слоях отливки и могут поражать не все отливки дан-
ной плавки.
Основные источники образования таких дефектов следующие:
1)	газы, захваченные металлом в процессе заливки;
2)	воздух и газы, находящиеся в полости формы;
3)	влага формовочных, стержневых смесей и адсорбирован-
ная влага на поверхности формы;
4)	газотворные составляющие формовочных, стержневых сме-
сей и литейных красок.
Количество газов, попадающих в металл в процессе заполне-
ния формы, определяется характером движения жидкого ме-
талла.
Известно, что наибольшее количество воздуха попадает в ме-
талл при свободном падении струи. Чем больше высота падения
струи и чем больше ее сечение, тем глубже проникает воздух, тем
больше газовых раковин образуется в отливке.
Отличительной особенностью газовых дефектов (пустот), об-
разованных в результате захвата воздуха при литье, является то,
что в них содержится главным образом азот.
Большое влияние на захват газов металлом в процессе литья
оказывает инжекция литниковой системы. Этот источник образо-
43
вания газовых раковин в отливке представляет наибольшую
опасность. Для устранения или ограничения инжекционного
влияния литниковой системы (попадания газа в форму вместе со
струей металла) необходимо, чтобы вся литниковая система была
заполнена металлом в течение всего периода заливки формы и
чтобы металл поступал в форму спокойно.
Инжекционные явления в литниковой системе обусловлива-
ются конструктивным построением ее элементов.
В сужающихся литниковых системах явления инжекции воз-
духа и газов проявляются в большей степени, чем в расширяю-
щихся литниковых системах, так как последние обеспечивают
более спокойное поступление расплава в полость формы.
Желательно, чтобы воздух и газы из полости формы при за-
полнении ее жидким металлом были полностью удалены.
Воздух и газы из полости формы могут быть удалены через
зазоры в разъеме, через специальную газоотводящую систему
каналов, через прибыли в отливке и поры формы.
Основным фактором, определяющим возможность полного вы-
теснения газов из полости формы, является скорость заполнения
ее жидким металлом.
Недостаточная скорость удаления воздуха из полости формы
в период ее заполнения жидким металлом приводит к механичес-
кому захлестыванию воздуха или газа металлом и способствует
образованию воздушных «мешков» в полости формы.
Воздух или газ, находящийся в полости формы при ее запол-
нении металлом, может оказаться в замкнутом пространстве
между формой и металлом.
Этот объем воздуха или газа зависит от температуры заливае-
мого металла, от давления, развиваемого жидким металлом, от
способности формы отводить газ из полости формы и от скоро-
сти литья.
Воздух и газ, нагреваясь от залитого в форму металла, стре-
мятся увеличиться в объеме. Но свободному увеличению объема
препятствует ограниченное формой и металлом пространство. По-
этому в нагревающемся объеме воздуха или газа начинает повы-
шаться давление. Если это давление превысит давление жидкого
металла, то воздух или газ вдавливается в металл и образует
в отливке вмятины (отдулины) или подкорковые пузыри.
Высокое давление жидкого металла в полости формы и низ-
кое давление воздуха на границе металл — форма являются ос-
новными факторами, способствующими получению отливок без
отдулин и подкорковых пузырей.
Пониженное давление воздуха или газа на границе металл —
форма достигается хорошей газопроводностью формы. Следует
отметить, что пониженное давление в пограничном слое необхо-
димо до тех пор, пока температура в нем не станет равной тем-
пературе металла. При достижении температурного равновесия
44
давление воздуха или газа будет понижаться вследствие пониже-
ния температуры металла.
Одним из основных факторов, оказывающих влияние на по-
ражение отливки газовыми дефектами, является подвод металла.
Нижний подвод металла к полости формы при условии, если
скорость заполнения формы меньше скорости выхода воздуха или
газа из формы, способствует более полному удалению газа и воз-
духа из полости формы.
При верхнем подводе струя металла создает в местах падения
турбуленпию. продолжающуюся до тех пор, пока металл не до-
стигнет уровня подвода металла в форму.
Таким образом, в местах падения струи и расположенных по-
близости зонах отливки создаются благоприятные условия для
захвата воздуха и образования раковин.
При правильном выборе места верхнего подвода металла
и подачи его в форму с соответствующей скоростью (чтобы ме-
талл кристаллизовался тонкими слоями) можно получить отлив-
ки с минимальным количеством газовых раковин.
Вертикально-щелевой подвод при правильном использовании
дает возможность полностью устранить захват воздуха потоком
металла. Следует отметить, что чем больше прочность окисных
пленок, тем труднее захваченному струей воздуху выйти наружу,
тем больше образуется пены при литье. В отливках, полученных с
учетом направленного затвердевания, будет меньше вероятность
образования газовых и неметаллических включений.
В отливках с наличием крупных полостей должны предусмат-
риваться достаточно большие стержневые знаки, через которые
газы могли бы свободно удаляться. Эта мера очень часто являет-
ся необходимой для борьбы с газовыми раковинами в отливке.
Глухие непромываемые сплавом тупики полости формы —
наиболее уязвимые зоны для поражения газовыми дефектами.
Поэтому при расположении отливки в форме по возможности на-
до избегать таких тупиков.
Горизонтальные плоскости, расположенные в верхней части
формы, препятствуют выходу газов и шлака в прибыли и выпоры.
Образование этих дефектов может быть предупреждено заливкой
формы в наклонном положении.
Интенсивность газообразования при взаимодействии металла
с материалом формы зависит от температуры и от содержания
в формовочной смеси влаги и органических материалов (связую-
щих и др.).Чем выше температура заливаемого в форму распла-
ва, тем на большую толщину прогревается стенка формы и тем
больше образуется газов. Особенно сильно подвергаются разо-
греву тонкие прослойки формовочной смеси (между двумя рас-
положенными отливками; между стояком и отливкой; у ребер и
т. д.). Они часто служат причиной образования газовых дефектов
в отливке.
45
Рис. 6. Вскиповая раковина (газовый прострел)
168]
Поэтому формы для литья отливок из сплавов на основе цвет-
ных металлов с высокой температурой плавления (например,
сплавы на основе меди) должны изготовляться из формовочных
и стержневых смесей повышенной газопроницаемости.
Одной из разновидностей газовых дефектов в отливках явля-
ются раковины, возникающие в результате химического взаимо-
действия между водяным -паром и -расплавом. Это взаимодействие
в общем виде характеризуется следующей.химической реакцией:
Me + Н2О -> МеО + 2Н.
В результате этой реакции выделившийся водород диффунди-
рует в расплав и образу-
ет газовые раковины.
Повышенная влаж-
ность при малой газопро-
ницаемости формы при-
водит к образованию та-
кого количества паров,
что они прорываются в
металл, вызывают кипе-
ние его и образуют так
называемый «вскип».
Вскиповая раковина
представляет собой пусто-
ту неправильной формы с
окисленной поверхностью
в виде плены (рис. 6).
К такому же виду дефекта («вскипу») приводит недостаточ-
ная просушка.
Иногда причиной брака отливок по газовым дефектам могут
быть и стержни, изготовленные на гигроскопических связующих,
в особенности тонкие стержни, в которых невозможно сделать
надлежащие по величине вентиляционные каналы.
Источниками образования газов может быть также влага,
осаждающаяся на поверхности холодильников, окисные пленки,
гидриды, а также недоброкачественная окраска и сушка холо-
дильников.
Особенность металлической формы в отношении образования
газовых включений заключается в том, что юна является непро-
ницаемой для газа и обладает большей теплопроводностью. По-
этому удаление воздуха и других газов из полости металличес-
кой формы, производится в выпоры и прибыли, а также при по-
мощи специальных вентиляционных каналов.
Надежная вентиляция рабочей полости формы, повышение
температуры заливки расплава, устройство литниковой системы,
исключающей инжекцию воздуха металлом и обеспечивающей
более спокойную и медленную заливку,— достаточные меры для
предупреждения газовых раковин.
46
Для предупреждения попадания воздуха и газов из рабочей
полости формы в отливку необходимо также избегать «глухих»
узлов или ставить в таких местах выпоры или вентиляционные
металлические пробки. Источниками газовых включений в отлив-
ке при литье в металлические формы могут быть также: газона-
сыщенность расплава; недостаточно прогретая или чрезмерно пе-
регретая форма; плохо просушенный слой краски; пониженная
газопроницаемость стержневой смеси, большая газотворность;
применение стержней с повышенной влажностью и пр.
Знание причин возникновения газовых и других дефектов в от-
ливках позволит своевременно их исключить и обеспечить высо-
кое качество литых изделий.
§ 6. ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ ЖИДКОГО МЕТАЛЛА
С АТМОСФЕРОЙ, ФУТЕРОВКОЙ ПЕЧИ
И МАТЕРИАЛОМ ТИГЛЯ
Взаимодействие расплавленного металла
с футеровкой печи
В процессе плавки металлы соприкасаются с огнеупорной фу-
теровкой печи. Большинство огнеупорных футеровочных мате-
риалов представляют собой смесь окислов различных металлов
(алюминия, магния, кремния, кальция, железа и др.). Все эти
окислы обладают различной упругостью диссоциации и при соот-
ветствующх условиях могут взаимодействовать с расплавленны-
ми металлами и сплавами. При этом процесс взаимодействия мо-
жет сопровождаться механическими, физическими и химическими
явлениями. Механические явления обусловливаются действием
гидростатического давления столба расплавленного металла на
нижнюю часть футеровки плавильной ванны печи, и при наличии
трещин в футеровке металл может вытечь из печи. Физические
явления обусловливаются воздействием высоких температур, ко-
торые могут привести к оплавлению футеровки печи.
В химическое взаимодействие с окислами футеровки вступают
те металлы, окислы которых обладают меньшей упругостью дис-
социации, чем окислы футеровки, вступающие в реакцию. Чем
больше разность в упругостях диссоциации окислов, тем энергич-
нее идет реакция с образованием тех из них, которые обладают
меньшей упругостью диссоциации. Например, окисел алюминия
обладает меньшей упругостью диссоциации, чем окислы БЮг,
FeO, Ре2О3, Сг2О3, которые входят в состав огнеупорных мате-
риалов. Поэтому между алюминием и этими окислами в условиях
плавки будут происходить реакции:
4А1 + 3SiO2 = 2А12О3 + 3Si, 2А1 + 3FeO = А12О3 + 3Fe,
2Al + Cr2O3 = A12O3 + 2Cr и др.
47
Аналогичные реакции будут иметь место и при взаимодейст-
вии с другими подобными металлами.
В результате взаимодействия между металлом и окислами ог-
неупоров футеровка печи будет разъедаться, а металл загряз-
няться продуктами реакции.
Следовательно, футеровка плавильной печи должна изготов-
ляться из таких огнеупорных материалов, которые содержали бы
окислы с более низкой упругостью диссоциации, чем окислы ме-
талла, который будет плавиться в этой печи.
Магний, алюминий и их сплавы нельзя плавить в печах, футе-
рованных огнеупорными материалами, основой которых служат
окислы SiO2, FeO, Fe2O3, Сг2О3.
Магний, сплавы магния и сплавы алюминия, содержащие по-
вышенный процент магния, как правило, плавят в печах с основ-
ной огнеупорной футеровкой (магнезитовой).
Чистую медь или цинк можно плавить в контакте с любым из
вышеперечисленных окислов огнеупорной футеровки печи.
Окислы металлов, образующиеся в процессе взаимодействия
металлов с окружающей средой, так же как и окислы, входящие
в состав огнеупорной футеровки печи, могут иметь или кислый
или основной характер. Типичный представитель кислотных окис-
лов — окись кремния, основных окислов — окись магния.
Если окислы металлов (кислотные или основные), образую-
щиеся при плавке, по своему характеру соответствуют окислам
футеровки печи, то в этом случае взаимодействие между окисла-
ми металлов и окислами футеровки исключается. И, наоборот,
если при плавке металлов или сплавов в результате взаимодей-
ствия с окружающей средой образуются окислы, по своему ха-
рактеру противоположные характеру окислов футеровки печи, то
в этом елучае окислы металлов будут вступать в соединение с
окислами футеровки печи, образуя обычно легкоплавкие соли, на-
пример силикаты, в результате чего футеровка печи быстро раз-
рушается (разъедается).
Взаимодействие расплавленного металла
со стенками металлических тиглей
В процессах плавки металлов и сплавов в плавильных печах
тигельного типа, где металл плавится в металлических тиглях,
между расплавленным металлом или его окислами и стенками
плавильного тигля может происходить физико-химическое взаи-
модействие, проявляющееся в растворении материала тигля.
Стальной или чугунный тигель при этом разъедается, что влияет
на срок службы, его, а расплав загрязняется железом, что отри-
цательно сказывается на свойствах сплава.
В металлических тиглях преимущественно плавят металлы и
сплавы, имеющие невысокую температуру плавления.
48
Жидкие медь и алюминий более интенсивно растворяют же-
лезо, магний и магниевые сплавы при обычных температурах
плавки почти не растворяют железа. При температурах 850—
875° С растворяется незначительное количество железа в магние-
вых сплавах, которое благоприятно сказывается на структуре
сплава (измельчает кристаллы) и незначительно влияет на срок
службы металлических плавильных тиглей. Поэтому тигельные
печи с металлическими тиглями нашли наибольшее применение
для плавки магниевых сплавов.
Чугунные тигли, изготовленные из чугуна с добавкой хрома
и алюминия, с прокрашенной внутренней поверхностью, с успе-
хом применяют для плавки алюминиевых сплавов. Хром и алю-
миний замедляют растворение железа в алюминиевых сплавах.
Взаимодействие расплавленного металла
со шлаком и другими покрывными веществами
Все процессы получения жидкого металла в плавильных аг-
регатах связаны с образованием шлака. Шлак представляет со-
бой металлургический расплав различных окислов и солей, обра-
зующийся над расплавленным металлом.
В процессе приготовления жидких металлов и сплавов шлак
образуется из добавляемых при плавке солей, флюсов, иногда из
окислов расплавляемых металлов или сплавов и их примесей, из
продуктов реакций раскисления, окисления и модифицирования,
из продуктов разъедания футеровки плавильных агрегатов или
приемников жидкого металла (миксеров, ковшей и т. п.).
Роль шлака в металлургических процессах очень велика. Со-
прикасаясь и взаимодействуя с печной атмосферой, футеровкой
печи и металлом, шлак защищает его поверхность от непосредст-
венного воздействия с газовой средой печи и адсорбирует всплы-
вающие примеси, окислы, нитриды, сульфиды и другие нежела-
тельные химические соединения.
В процессах рафинирования металлов или сплавов шлак
в зависимости от его свойств может выполнять роль окислителя
или восстановителя, т. е. он должен обеспечить течение процесса
по определенному технологическому пути.
Свойства шлака определяются его составом.
Шлаки при плавке металлов и сплавов должны обладать сле-
дующими основными свойствами: а) плотностью меньшей, чем
плотность расплавляемого металла; благодаря этому свойству
шлаки располагаются над жидким металлом, образуя защитный
слой; б) малой гигроскопичностью; в) хорошей текучестью
в жидком состоянии, благодаря которой облегчается взаимодей-
ствие шлака с металлом и разделение их; г) невысокой темпера-
турой плавления; желательно, чтобы температура плавления
шлака была ниже температуры плавления расплавляемого ме-
талла или сплава,- это даст возможность избежать чрезмерно
4 В. С. Юдкин	49
большого расхода тепла на его расплавление и перегрев; д) спо-
собностью растворять в себе окислы основного металла и окислы
примесей, присутствующих в расплавляемом металле; е) соответ-
ствием химического состава роду процесса и характеру огнеупор-
ного материала печи, т. е. химический характер шлака должен
быть таким же, как и химический характер огнеупоров, такое со-
ответствие дает возможность избежать разрушения футеровки
печи (основная футеровка — основной шлак и т. д.).
Составляющие шлака выделяют в следующие группы:
а)	окислы с кислыми свойствами — SiO2, ТЮ2, Р2О3, V2O5,
В2О3, AS2O5, SnO2;
б)	окислы с основными свойствами — CaO, MgO, BaO, FeO,
MnO, Na2O, К2О, PbO, NiO, Cu2O, SnO;
в)	амфотерные окислы — А12О3, Fe2O3, Сг2О3, V2O3, ZnO.
В зависимости от состава шлака окислы амфотерной группы
могут приобретать либо кислотные, либо основные свойства.
Свойства шлака зависят от преобладания в нем кислотных
или основных окислов и степени их активности.
Для окислительной рафинировочной плавки шлак должен
иметь окислительный характер, т. е. содержать окислы основного
металла для окисления примесей, имеющих меньшую упругость
диссоциации, например, при плавке меди, загрязненной металли-
ческими .примесями, применяют Си2О. Для обычной плавки ме-
талла шлак должен содержать минимальное количество окислов
основного металла.
При плавке тяжелых цветных металлов применяют силикат-
ные шлаки, хорошо растворяющие в себе окислы металлов и ме-
таллоидов. В случае, когда надо иметь более легкоплавкие шла-
ковые смеси, при плавке цветных металлов и сплавов применяют
шлаковые системы на основе боратов или фосфатов.
Многие медные сплавы плавят под защитным покровом дре-
весного угля. Древесный уголь, особенно недожженный, содер-
жит в себе большое количество водорода, окиси углерода, метана
и других углеводородов, которые при повторном нагревании вы-
деляются, образуя над металлом защитную газовую завесу, пре-
дохраняющую расплав от окисления. Кроме того, эти газы всту-
пают в химическую реакцию с окислами основного металла или
с окислами составляющих сплава и восстанавливают их.
Древесный уголь применяют в виде небольших хорошо про-
сушенных кусков. Использование древесноугольной пыли не до-
пускается.
При плавке никеля и медноникелевых сплавов применение
древесноугольного покрова не рекомендуется, так как он насы-
щает металл и сплав углеродом в виде карбида никеля Ni3C, ко-
торый растворяется в расплаве, а во время кристаллизации вы*
деляется из раствора и концентрируется на границах зерен,
вследствие чего сплав теряет пластичность и обнаруживает хруп-
кость.
50
В качестве защитных шлаковых смесей для никеля и его спла-
вов рекомендуется использовать стекло, буру и некоторые более
сложные составы шлаковых смесей.
Во избежание загрязнения сплавов газовыми и твердыми не-
металлическими включениями не рекомендуется применять дре-
весноугольный покров при плавке алюминиевых и магниевых
сплавов.
При плавке алюминия и его сплавов подбор шлаковых сме-
сей весьма трудная проблема, так как алюминий очень легко
восстанавливает окислы кремния, бора, фосфора. При плавке
алюминия и его сплавов используют флюсовые шлаки на основе
хлористых и фтористых солей щелочных и щелочноземельных
металлов. Эти шлаки химически инертны по отношению к алюми-
нию и хорошо растворяют в себе А12О3. Хорошим растворителем
глинозема является криолит Na3AlF6, к которому добавляют дру-
гие соли для получения смеси с низкой температурой плавления.
Аналогичного типа смеси (флюсы) подбирают и при плавке
магния и магниевых сплавов. Основой для флюсов, применяемых
при плавке магния и его сплавов, является карналлит KMgCl3
или KCl-MgCl2, к которому добавляют другие соли.
Флюсы, применяемые при плавке металлов и сплавов (особен-
но при плавке алюминиевых и магниевых сплавов), являются
в большинстве случаев гигроскопическими материалами, способ-
ными поглощать влагу из окружающей атмосферы. Поэтому
флюсы при неправильном их хранении могут содержать влагу
выше предельной нормы. При использовании таких флюсов они
будут являться источником насыщения расплава водородом.
В состав флюсовых шлаков, образующихся при плавке легких
сплавов, кроме окислов металлов, входят соли соответствующих
металлов. Например, в состав флюсового шлака алюминиевых
сплавов могут входить следующие компоненты: Al, А12О3, A1N,
А14С3, SiO2, Fe2O3, NaCl, Na2C.
Характерным примером взаимодействия металла со шлаком
при плавке цветных металлов служит рафинирование меди огне-,
вым или пирометаллургическим способом. В этом случае при кис-
лом процессе начальный период процесса плавки сопровождает-
ся взаимодействием расплавленного и окисленного металла с
твердым кремнеземом до момента образования на поверхности
расплава жидкого шлака.
Как только на поверхности расплава образуется слой рас-
плавленного шлака, начинается процесс взаимодействия между
расплавом и шлаком, в результате которого металлический рас-
плав освобождается от окислов. Освобожденные таким образом
от металлического расплава окислы вместе со шлаком удаляют-
ся из печи.
От окислов основного металла расплав очищают раскисли-
тельным процессом, т. е. восстановлением окислов, при помощи
введения в расплав активных веществ (раскислителей).
4*	51
Г л а в a II
ОКИСЛЕНИЕ
МЕТАЛЛОВ
Окисление — это процесс химического взаимодействия элемен-
тов с кислородом. Продукт химической реакции окисления
(окисел) — сложное вещество, состоящее из двух или более эле-
ментов, один из них — кислород.
Кислород в чистом виде, обладая большой химической актив-
ностью, вступает в химическое взаимодействие почти со всеми
металлами.
При металлургических процессах окисление металлов преиму-
щественно происходит в результате контакта их с кислородом
воздуха, кислородом газов, образующихся при сгорании топлива,
и диссоциированного кислорода водяного пара, а также вследст-
вие химического взаимодействия с составляющими материала
футеровки плавильной печи.
Процесс окисления при плавке вызывает значительные потери
металлов в виде окислов, которые преимущественно удаляются
со шлаком с поверхности расплава в период металлургической
обработки последнего. Окислы металлов, которые остаются после
металлургической обработки в расплаве во взвешенном состоя-
нии впоследствии при кристаллизации сплава загрязняют отлив-
ку твердыми неметаллическими включениями.
§ 7.	ЗАКОНОМЕРНОСТИ ОКИСЛЕНИЯ МЕТАЛЛОВ
Интенсивность процесса окисления металлов при плавке за-
висит от следующих основных факторов:
1)	степени сродства металлов к кислороду, т. е. величины из-
менения свободной энергии образования окислов; чем она боль-
ше, тем интенсивнее идет процесс окисления;
2)	плотности металлов (сплавов); чем меньше плотность, тем
интенсивнее идет процесс окисления и испарения;
3)	отношения температуры металлического расплава к тем-
пературе его кипения; чем оно больше, тем интенсивнее окис-
ление;
52
4)	площади поверхности расплава, контактирующей с окру-
жающей атмосферой; чем она больше, тем в большей степени
окисляются составляющие сплава;
5)	состава газовой среды и давления окислительных газов;
чем более выражен кислый характер газовой атмосферы и чем
больше давление окислительных газов над поверхностью распла-
ва, тем интенсивнее идет процесс окисления;
6)	времени плавки; чем оно больше, тем в большей степени
окисляются составляющие сплава;
7)	технологической совершенности плавки; неотработанность
и неправильное ведение технологического процесса плавки, низ-
кая культура производства, в частности работа на технически не-
исправном плавильном оборудовании, небрежность выполнения
плавильных операций и другие аналогичные факторы существен-
но влияют на интенсивность процесса окисления и других видов
потерь металлов;
8)	защиты поверхности расплава от контакта с окружающей
средой и др. Различные авторы, исследуя влияние отдельных
факторов на интенсивность окисления и величину потерь цвет-
ных металлов и сплавов при плавке в различных плавильных аг-
регатах, по-разному подходили к установлению закономерности
этого влияния. Однако какой-либо количественной связи установ-
лено не было, если не считать классических работ, выполненных
Пиллингом и Бэдвордом. Ими сделана попытка дать стройную*
теорию интенсивности окисления расплава при плавке в зависи-
мости от степени прочности окисной пленки металла и отношения
молекулярного объема ее к атомному объему металла, на кото-
ром возникла эта пленка.
Это отношение называется коэффициентом Пиллинга — Бэд-
ворда и выражается уравнением
/С =	или	,
-4Уа«мет	S
(8>
где Ум.пл — молекулярный объем окисла (пленки);
Уа.мет — атомный объем металла, пошедшего на образование
пленки;
А — число атомов металла;
К — объемное отношение (коэффициент Пиллинга — Бэд-
ворда);
G — молекулярная масса окисла;
D' — плотность металла;
g' — атомная масса металла:
d — плотность окисла.
В табл. 1 приведены относительные плотности различных
окисных пленок наиболее часто встречающихся металлов.
Сущность теории Пиллинга — Бэдворда сводится к следую-
щему: если коэффициент Пиллинга — Бэдворда (К) больше еди-
ницы, то пленка на поверхности расплава образуется достаточно*
53-
Таблица 1
ОТНОСИТЕЛЬНАЯ плотность окисных ПЛЕНОК
НАИБОЛЕЕ ЧАСТО ВСТРЕЧАЮЩИХСЯ МЕТАЛЛОВ [51]
Металлы, образующие плотные окисные пленки, не способные пропускать кислород			Металлы, образующие пористые окисные пленки, способные пропускать кислород		
металл	окисел	X	металл	окисел	К
Кадмий	CdO	1,19	Литий	LiO	0,57
Олово	SnO	1,31	Натрий Магний	Na2O	0,58
Алюминий	А12О3	1,38		MgO	0,58
Свинец	PbO	1,40	Калий	К2О	0,65
Цинк	ZnO	1,44	Кальций	CaO	0,69
Никель	NiO	1,64	Кремний	SiO2	0,73
Бериллий Медь Хром Железо Вольфрам	BeO Cu2O Cr2O3 Fe2O3 wo3	1,71 1,74 1,97 2,23 3,50	Барий	BaO	0,74
прочной и плотной. Такая пленка малопроницаема для многих
газов, в частности для кислорода, и препятствует прямому окис-
лению поверхности расплава. В этом случае закономерность
процесса окисления в зависимости от времени в условиях посто-
янной температуры может быть выражена уравнением
(о2 = Kt.	(9)
где (о — масса окисла;
t — время;
К — коэффициент Пиллинга — Бэдворда.
При параболическом уравнении скорость окисления уменьша-
ется с уменьшением времени по мере утолщения окисной пленки.
Если коэффициент Пиллинга — Бэдворда меньше единицы и
окисная пленка не в состоянии обеспечить плотный покров на по-
верхности расплава, кислород проникает в глубь расплава по
трещинам в пленке. При этом скорость диффузии не будет опре-
деляющим фактором.
В этом случае скорость окисления (в условиях постоянной
температуры) будет возрастать со временем по линейному за-
кону:
(о = Л/.	(10)
При линейной закономерности скорость окисления сохраняет-
ся постоянной, несмотря на утолщение окисной пленки с течени-
ем времени.
Различают две группы металлов, дающих различную зависи-
мость окисления от времени: 1) металлы, подчиняющиеся пара-
болическому закону; 2) металлы, подчиняющиеся линейному за-
кону.
54
К первой группе относятся такие металлы (алюминий, цинк,
свинец, олово, кадмий), растворимость кислорода в которых
очень мала.
Ко второй группе относятся такие металлы (медь, магний, се-
ребро), в которых растворимость кислорода достаточно ве-
лика.
Следует отметить, что в зависимости от условий один и тот
же металл может окисляться или по параболическому закону
или по линейному. Эти отклонения наблюдаются при повышен-
ных температурах, когда значительно увеличивается давление
паров металла.
На кинетику окисления металлов в жидком состоянии боль-
шое влияние оказывают добавки других металлов.
Такими добавками, как указывает А. Я. Радин [7, с. 98—119],
служат легирующие элементы сплава, которые менее благород-
ны, чем металл, составляющий основу сплава, т. е. элементы с
наибольшим сродством к кислороду. Более благородные легирую-
щие элементы могут окисляться лишь в том случае, если ионный
радиус легирующего элемента меньше, чем основного металла
(например, сплавы кадмия с добавками сурьмы, сплавы свинца
с добавками висмута или меди), или если окислы основного ме-
талла и легирующего элемента образуют растворы или химичес-
кие соединения в окисной пленке (например, сплавы олова с до-
бавками кадмия в количестве свыше 0,5%). Легирующие элемен-
ты сплавов делятся на две группы.
К первой группе относятся легирующие элементы, не способ-
ные к образованию защитных покрытий, эти элементы повышают
скорость окисления сплава по сравнению с основным металлом
благодаря образованию рыхлых слоев окисла в поверхностной
пленке.
Ко второй группе относятся легирующие элементы, способные
к образованию защитных покрытий, эти элементы понижают ско-
рость окисления сплава по сравнению с основным металлом бла-
годаря образованию плотных защитных слоев окисла в поверх-
ностной пленке.
Защитный характер окисной пленки определяется величиной
коэффициента Пиллинга — Бэдворда, т. е. величиной объемного
отношения К.
В процессе окисления алюминия образование плотных высо-
козащитных пленок на поверхности сплава может происходить
в тех случаях, когда сплав подвергается защитному легированию
специальными легирующими элементами, обладающими малой
окисляемостью, большей активностью (сродством) к кислороду,
чем основа сплава, и* объемным отношением /С больше единицы.
Эти легирующие элементы окисляются в первую очередь и обра-
зуют на поверхности жидкого металла плотный защитный слой,
малопроницаемый для кислорода и других газов, являющихся ис-
точником образования неметаллических включений в отливке.
55
Примером защитного легирования может служить добавка
алюминия к свинцу, олову, цинку или добавка цинка к свинцу,
олову, кадмию.
В этом случае алюминий и цинк — легирующие элементы.
Они обладают большей активностью (сродством) к кислороду,
чем основной металл, поэтому они окисляются первыми и обра-
зуют на поверхности жидкого металла защитную окисную пленку
А12О3 или ZnO, непроницаемую для кислорода.
Элементы, обладающие меньшей активностью к кислороду
(более благородные), чем основной металл, почти не влияют на
скорость окисления (например, добавка к цинку тория и сурьмы,
добавка меди и висмута к свинцу).
§ 8.	ПРИМЕРЫ ОКИСЛЕНИЯ
И ЗАЩИТНОГО ЛЕГИРОВАНИЯ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ
И СПЛАВОВ В ПРОЦЕССЕ ПЛАВКИ
Окисление алюминия и его сплавов
Алюминий относится к группе металлов, у которых объемное
отношение К больше единицы, он обладает большой активностью
к кислороду и малой скоростью окисляемости. На поверхности
расплавленного алюминия образуется пленка окиси алюминия
AI2O3. Предполагается, что при низких температурах образуется
<х-А12О3, а при высоких (700—800° С) —более плотная и менее
проницаемая для кислорода у-А120з.
Образование такой защитной пленки позволяет процесс плав-
ки алюминия и его сплавов проводить без применения других
защитных средств (если эта пленка в процессе плавки не нару-
шается).
Примером таких сплавов могут быть двойные сплавы с
медью, марганцем, кремнием, железом и цинком.
При окислении этих сплавов в среде воздуха на поверхности
их. как в твердом так и в жидком состоянии, образуется окисная
пленка, аналогичная чистому алюминию.
Однако следует отметить, что в числе промышленных спла-
вов на основе алюминия существуют такие сплавы, которые не
могут быть достаточно эффективно защищены собственной окис-
ной пленкой.
К этой группе сплавов прежде всего относятся сплавы систем
Al —Mg; Al —Mg—Si.
Окисляемость этих сплавов в жидком состоянии в среде воз-
духа с повышенным содержанием в них магния значительно воз-
растает. При содержании в сплаве 11,5% Mg окисляемость
в жидком состоянии при температуре 750° С по сравнению с чис-
тым алюминием возрастает в 225 раз.
Установлено [8], что в алюминиевомагниевых сплавах с
1% Mg окисная пленка состоит только из окиси магния. Порис-
56
гая рыхлая пленка из окиси магния не способна защищать сплав
от дальнейшего его окисления. Поэтому при всех возможных со-
держаниях магния как легирующего элемента в алюминиевых
сплавах, чтобы избежать загрязнения отливок из этих сплавов
твердыми неметаллическими включениями, необходимо приме-
нять соответственные защитные средства на всех этапах техно-
логического цикла плавки и литья.
Скорость окисления алюминиевомагниевых сплавов, а также
магния и магниевых сплавов может быть значительно уменьшена
защитным легированием малыми добавками бериллия, которое
было открыто В. А. Переслегиным в 1931 г.
Введение в расплав 0,03—0,07% Be обеспечивает чистоту и
снижение окисляемости расплава благодаря образованию на по-
верхности жидкого сплава плотной бериллиевомагниевой окис-
ной пленки. Легирование бериллием обусловливается тем, что
бериллий — менее благородный элемент, чем алюминий, и по
своей химической активности к кислороду близко стоит к магнию.
Кроме того, бериллий обладает незначительным ионным ра-
диусом и благодаря этому относительно более высоким коэффи-
циентом диффузии в сплаве и более высокой концентрацией бе-
риллия в поверхностном слое сплава.
Бериллий при взаимодействии с кислородом окружающей ат-
мосферы окисляется, образуя на поверхности расплава прочную
непроницаемую для кислорода окисную пленку. Это объясняется
тем, что атомы бериллия, проникая в поры и трещины окисной
пленки магния, заполняют их.
Метод легирования бериллием уже в течение ряда лет приме-
няют для защиты от окисления литейных сплавов систем
Al — Mg.
В настоящее время начали применять бериллий для защиты
деформируемых сплавов, содержащих магний: А1 — Mg, Al —
Си — Mg и др.
Окисление магния и его сплавов
Магний и его сплавы, согласно табл. 1, попадают в группу
металлов, у которых объемное отношение К меньше единицы,
вследствие чего окисная пленка на поверхности расплава полу-
чается рыхлой, лишенной сплошности. Такая окисная пленка лег-
ко пропускает кислород.
В результате окисления магния при повышенных температу-
рах (выше точки плавления) накапливающиеся продукты окис-
ления препятствуют рассеиванию тепла, получающегося в боль-
шом количестве при окислении, вследствие чего может произойти
самовозгорание магния.
В процессе горения магния развивается высокая температура,
образующиеся пары магния сгорают с образованиеMgO (дым).
Для защиты ‘магния и его сплавов от окисления, так же как
57
и для алюминиевомагниевых сплавов, применяют защитное ле-
гирование различными добавками и создают защитные атмосфе-
ры при плавке и литье.
Таблица 2
ОТНОСИТЕЛЬНАЯ ПЛОТНОСТЬ НЕКОТОРЫХ ПОВЕРХНОСТНЫХ
ПЛЕНОК МАГНИЯ [29]
Реакция образования пленок	Относительная плотность пленки V м. пл V а. мет	Характер действия пленки
Mg+-^-02 = MgO	0,79	Не защищает
3Mg + N2 = Mg3N2	0,79	
Mg + CO2 = MgO + co	0,79	Защищает в твердом со- стоянии
3Mg + SO2 = MgS + 2MgO	0,95	Защищает в твердом со- стоянии. Частично защи- щает металл в расплав- ленном состоянии
Mg + S = MgS	1,26	Защищает металл в твер- дом и расплавленном со- стоянии
Mg + 2HF = MgF2 + H2	1,36	То же
3MgO + 2BF3 = 3MgF2 + B2O3	1,95	» »
В табл. 2 приведена относительная плотность некоторых по-
верхностных пленок магния [6].
Из таблицы видно, что пленки, образованные при реакции
магния с серой и фтористыми соединениями, имеют высокую от-
носительную плотность (объемное отношение К > 1) и поэтому
могут защищать металл от окисления.
Высокозащитное легирование получается в тех случаях, ког-
да легирующая добавка обладает большим сродством к кислоро-
ду, чем основной металл. Для магния и его сплавов такой добав-
кой в сплав, так же как и для алюминиевомагниевых сплавов,
служит бериллий, защитное действие которого основано на его
способности окисляться быстрее магния. Кроме того, бериллий
понижает давление паров магния, что ведет к улучшению окис-
ной пленки на магнии.
Следует отметить, что действие бериллия при защитном леги-
ровании магния и его сплавов'наиболее эффективно проявляется
при сравнительно невысоких температурах нагрева (порядка
690—700° С).
58
Глава III
ЗАЩИТА
МЕТАЛЛИЧЕСКОГО
РАСПЛАВА
Защита шихты и металлического расплава от окисления и на-,
сыщения неметаллическими включениями в процессе плавки и
литья должна осуществляться или путем создания защитной сре-
ды, или путем изоляции поверхности металла от контакта с ок-
ружающей атмосферой и от химического взаимодействия с ее
составляющими.
§ 9.	МЕТОДЫ ЗАЩИТЫ РАСПЛАВА
ОТ ОКИСЛЕНИЯ И НАСЫЩЕНИЯ
НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИМИ ВКЛЮЧЕНИЯМИ
Известны следующие способы защиты от окисления и насы-
щения расплава неметаллическими включениями.
1.	Создание защитного покрова. Это может быть достигнуто
следующим образом: а) образованием на поверхности расплава
защитной окисной пленки из окислов металлов, входящих в со-
став сплава. Этот процесс называется защитным легированием
(см. стр. 56); б) созданием на поверхности расплава флюсового
покрова.
2.	Создание пассивной атмосферы над расплавом. Это может
быть осуществлено путем плавки и разливки металла или сплава
в атмосфере инертных газов или в вакууме. Этот способ защиты
расплава от насыщения неметаллическими примесями требует
сложного и дорогого плавильного и литейного оборудования.
Наибольшее применение этот способ нашел в производстве литых
изделий из сплавов на основе высокореактивных тугоплавких ме-
таллов, например при производстве литых заготовок из титана и
его сплавов. В производстве литых заготовок из обычных про-
мышленных металлов и сплавов наибольшее распространение
защиты расплава от окисления и насыщения неметаллическими
примесями получил метод защитных и защитно-рафинирующих
покровов. Общая конечная цель применения любых методов защи-
59
ты — обеспечение наименьших потерь металлов и получение хоро-
шего качества расплавов и отливаемых изделий, свободных от
газов, окисных и шлаковых включений, плен и тому подобных
дефектов металлургического характера. Однако эта цель может
быть достигнута только при правильном выборе соответствующих
защитных средств и строгом соблюдении определенных правил по
их подготовке и использованию. В противном случае их примене-
ние может привести к большим потерям металлов, к загрязнению
расплава неметаллическими включениями и, кроме того, к по-
лучению литых изделий с наличием дефектов металлургическо-
го характера.
При выборе защитных средств необходимо учитывать харак-
тер их взаимодействия с расплавами и отдельными компонента-
ми расплава, футеровкой печи или материалом тигля, литейным
инструментом и т. п., кроме того, следует учитывать сравнитель-
ную эффективность применения различных средств защиты, их
стоимость и доступность, а также возможность применения по
условиям охраны труда и техники безопасности.
§ 10.	ФЛЮСЫ
Флюсами (плавнями) называют материалы, применяемые
в металлургических процессах (плавке, разливке, сварке и т. п.)
для создания на поверхности жидкой металлической ванны хими-
чески пассивного сплошного флюсующего (шлакового) покрова
для изоляции расплава от непосредственного воздействия окру-
жающей среды или для очищения расплавленного металла от не-
желательных примесей (окислов, нитридов, газов и др.).
Проведение металлургических процессов литейного производ-
ства с применением соответствующих флюсов дает возможность
значительно уменьшить безвозвратные потери металла и значи-
тельно увеличить выход годного литья. Отливки в этом случае
получаются более качественные, с наименьшим количеством де-
фектов по газовым и твердым неметаллическим включениям.
В практике литейного производства цветных металлов и спла-
вов применяемые флюсы для металлургических процессов под-
разделяются на следующие основные группы:
1)	флюсы покрывные, предохраняющие жидкий металл от воз-
действия окружающей среды;
2)	флюсы рафинирующие, очищающие жидкий металл от по-
сторонних газовых и твердых неметаллических включений;
3)	флюсы универсальные, выполняющие одновременно роль
покрывного и рафинирующего флюсов. В практике литейного про-
изводства алюминиевого литья универсальные флюсы применя-
ются также для одновременного проведения процессов рафиниро-
вания и модифицирования;
60
4)	флюсы вспомогательные, применяемые в производстве
магниевого литья для промывки ковшей и другого плавильного
инструмента.
Флюсы должны отвечать следующим общим основным тре-
бованиям.
1.	Иметь температуру плавления ниже, чем температура плав-
ления металла или сплава, для которого он предназначается. Это
требование необходимо соблюдать для того, чтобы не перегре-
вать расплав до высоких температур при переводе флюса из твер-
дого в жидкое состояние. Флюс в жидком состоянии обладает
большей защитной и рафинирующей способностью, чем в твер-
дом состоянии.
2.	Флюс должен быть нейтральным (пассивным) к металлу
(сплаву), к атмосфере и футеровке плавильной печи, т. е. не дол-
жен вступать в химическое взаимодействие с ними, растворяться
в них и растворять их.
3.	Флюс и образуемый им шлак должны обладать плотностью
значительно отличающейся от плотности жидкого металла или
сплава, для которого он предназначается. Чем больше разность
плотностей металла и флюса, тем лучше происходит разделение
их. При этом покровной флюс, как правило, всегда должен
иметь плотность меньше, чем жидкий металл.
4.	Быть поверхностно активным в жидком состоянии, чтобы
обеспечить сплошность и надежность защитной солевой пленки
на поверхности окиси жидкого металла.
5.	Обладать повышенным поверхностным натяжением и мини-
мальной смачивающей способностью по отношению к расплаву.
Минимальная смачивающая способность флюса в отношении
жидкого металла обеспечивает более полное отделение расплава
от флюса при разливке.
6.	Обладать пониженной вязкостью в условиях плавки и по-
вышенной вязкостью в условиях литья. Малая вязкость флюса
в условиях плавки обеспечивает лучшее удаление металла из
расплавленного флюса и исключает налипание флюса на тигли
и плавильный инструмент. Повышенная вязкость флюса в усло-
виях литья способствует лучшему отделению его от расплава.
7.	Универсальные и рафинирующие флюсы, кроме вышепере-
численных свойств, должны обладать адсорбционной способно-
стью. Они должны как можно больше растворять и адсорбиро-
вать загрязнения сплава или химически взаимодействовать с
примесями, образуя шлак, который или всплывает на поверх-
ность расплава и удаляется с нее, или осаждается на дно пла-
вильного тигля (ковша) и удаляется из него после разлива рас-
плава по литейным формам (в случае литья магниевых сплавов).
8.	Флюсы должны обладать по возможности минимальной гиг-
роскопичностью и отсутствием водорода.
61
Таблица 3
ТЕПЛОТА ОБРАЗОВАНИЯ И НЕКОТОРЫЕ ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА СОЛЕЙ,
ПРИМЕНЯЕМЫХ ДЛЯ ПРИГОТОВЛЕНИЯ ФЛЮСА
Химическая формула	Теплота образования. кож! г-атом (ккал/г-атом) хлора, фтора или кислорода	Плотность солей, г] см*		Температура, °C	
		твердой при комнатной температуре	жидкой при температуре плавления	плавления	кипения
КС1	442,1(105,6)	1,980			772	1500
ВаС12	429,2(102,5)	3,866	—	925	——
LiCl	413,3(98,7)	2,066	—	613	1360
NaCl	409,1 (97,7)	2,163	—	804	1490
СаС12	399,9(95,5)	2,150	—	772	—
NH4C1	317,4(75,8)	1,530	—	В и Р*	В и Р
MgCl2	316,1(75,5)	2,330	—	718	1412
TiCl4	305,6(73,0)	1,726	—	—30,2	136,4
ZrCl4	281,4(67,2)	—	—	437	—-
BeCl2	235,7(56,3)	1,890	—	440	—
MnCl2	234,5(56,0)	2,977	—	650	—
A1C13	233,2(55,7)	2,44	—	—	183
ZnCl2	206,8(49,4)	2,910	—	365	732
SbCl3	179,6(42,9)	5,850	—	501	950
FeCl2	172,1(41,1)	2,700	—	—	——
SnCl2	’ 169,2(40,4)	—	—	246,8	623
CoCl2	160,4(38,3)	3,56	—	730	1050
SiCl4	158,3(37,8)	—	1,480	—	—.
NiCl2	156,2(37,3)	3,544	—	—	973
CuCl2	134,4(32,1)	3,530	—	422	1366
FeCl3	134,0(32,0)	2,800	—	282	315
SnCl4	133,1(31,8)	—	2,226	—30,2	141,1
SbCl3	126,4(30,2)	—	3,14	74,4	220,2
BC13	124,3(29,7)	—-	1,434	—107	—17
CuCl2	106,3(25,4)	3,054	—	498	993
PC16	105,1(25,1)	—	1,574	—41,8	—
C2C16	38,7(9,24)	1,60	—	—	146,2
ад	34,8(8,30)	1,619	—	—	J21,2
CaF2	607,1(145)	3,180	—	1360	>1600
NaF	569,0(135,95)	2,770	1,95	992	1700
A1F3	460,6(110,0)	3,10	—	1040	В
Na3AlFe	—	2,95—3,0	2,09	995	—
LiF	202,9(48,47)	2,60	1,80	870	1670
KF	187,2(44,72)	2,48	1.91	880	1500
Na2SiFe	156(37,27)	2,76	—	Р	—
BaF2	—	4,83	—	1280	В
MgF2	—	2,47	—	1263	2239
SrF	—	2,44	.—	1190	—
NH4F	—	1,32	—	1040	В
MgO	611,7(146,1)	3,2—3,7	—	2800	3600
K2Cr2O7	542,1(129,5)	2,69	—	396	в
B2O3	496,9(116,3)	—	—	450	—
K2CrO4	465,2(111,1)	2,73	•—	971	—
N a2B4O7	448,0(107,0)	2,37	—	741	1575 (Р)
CaCO3	403,6(96,5)	.. 2,71	—	1339	—
Na2CO3	376,8(90,0)	—	—	851	—
ZnO	354,0(83,5)	—’	—	890	—
62
Продолжение табл. 3
Химическая формула	Теплота образования, кдж/г-атом (ккал/г-атом) хлора, фтора или кислорода	Плотность солей, г/см*		Температура, °C	
		твердой при комнатной температуре	жидкой при температуре плавления	плавления	кипения
SiO2	283,7(67,73)	2,26			1470	2230
МпО2	262,5(62,7)	5,03	—	>535	—
РЬО	218,0(52,06)	8,0	—	Р	—
Си2О	167,1(39,9)	6,0	—	1235	1800
СиО	146,1(34,9)	6,40	—	1026 (Р)	—
NaNO3	—	2,27	—	316	380 (Р)
BaSO4	—	4,5	—	1580	—
CuSO4	—	—	—	1450	—
* В — возгоняется, Р — разлагается.					
Защита жидкого сплава от вредного воздействия окружающей
среды и рафинирование от газовых и твердых неметаллических
включений и других вредных примесей имеют решающее значе-
ние для получения качественной отливки.
В практике литейного произодства цветных металлов и спла-
вов применяют большое количество флюсов. Основой большинст-
ва флюсов, как правило, служат хлористые и фтористые соли ще-
лочных, щелочноземельных и некоторых других металлов.
В табл. 3 приведены главные физические характеристики со-
лей, применяемых для приготовления флюсов. Флюсы, составлен-
ные из этих солей, в большинстве случаев отвечают вышеперечис-
ленным требованиям.
Для правильного выбора состава флюса необходимо руковод-
ствоваться соответствующими диаграммами плавкости солей,
окислов с флюсами, а также окислов с металлом и флюса с ме-
таллом.
В табл. 4 даны составы флюсов, применяемые при плавке и
разливке цветных металлов и сплавов.
Смесь солей, составляющая основу флюса, по своему составу
должна быть эвтектической или близкой к ней. За последние го-
ды для плавки магниевых сплавов стали применять флюсы, не
содержащие соединения хлора. Исследованиями установлено, что
применение бесхлоридных флюсов дает возможность получать
магниевые сплавы повышенной чистоты и коррозионной стойко-
сти; кроме того, применение этих флюсов уменьшает газонасы-
щенность сплава, исключает возможность попадания хлористых
флюсовых включений в детали в процессе разливки металла
в формы, что резко снижает брак литья по хлористым флюсовым
включениям и повышает его коррозионную стойкость, не пони-
жая при этом механических свойств и жидкотекучести.
63
ФЛЮСЫ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ ПРИ ПЛАВКЕ И РАЗЛИВКЕ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
Таблица 4
Состав флюса, %	Расход флюса, % к массе жидкого металла	Характеристика флюса	Назначение флюса
34MgCl2; 55КС1; 9ВаС12; 2СаС12	6—10 13—20	Магниевые сплавы Жидкотекуч и хорошо отделяется от расплава	Плавка предварительных сплавов из очень чистых металлов; приготовление рабочих сплавов и пе- реплавов отходов
38—46MgC2; 32-40КС1; до 8 (NaCl + СаС12); l,5MgO; 5—8СаС12 (флюс № 2)	10—20	Жидкотекуч и хорошо отделяется от расплава	Для плавки предварительных и ра- бочих сплавов, а также для перепла- ва отходов
38—46MgCl2; 32—40КС1; 8 (NaCl + CaCi2); 3—5CaF2; 5—8ВаС12; l,5MgO (флюс ВИ2)	10-20	Обладает средней жидкотекучестью, хорошо рафинирует сплав. Темпера- тура плавления 417—607° С	Для плавки предварительных и ра- бочих сплавов в стационарных тиглях и индукционных печах, а также для приготовления лигатур А1 — Мп Mg — Мп. Может применяться для промывки ковшей и инструмента, а также для пдавки в выемных тиг- лях чайникового типа
Плавленый карналлит; >40MgCl2; 40 ± 5КС1; до 8 (NaCl + СоС12); до l,2MgO	—	Обладает хорошей жидкотекучестью и малой плотностью. Температура плавления 400^-430° С	Переплав стружки с последующим добавлением CaF2 и NaF. Может при- меняться для промывки ковшей и плавильного инструмента и как основа для приготовления других флюсов
Продолжение табл. 4
Состав флюса, %	Расход флюса, % к массе жидкого металла	Характеристика флюса.	Назначение флюса
34—40MgCl2; 25—36КС1; до 6 (КС1 + СаС1,); . 15—20СаС12; 7— lOMgO (флюс ВИЗ)	2—5	К концу плавки при рафинировании из жидкого состояния переходит в твердое, образуя корку. Темпера- тура ш плавления 494° С	Единый (универсальный) флюс для плавки магниевых сплавов в выемных тиглях, а также для приготовления лигатур А1 — Mg — Мп и Mg — Мп
23КС1; 72МпС1,; 2,5ВС12 2,5CaF2	В зависимости от количества вводимого в сплав марганца	Обладает нормальной жидкотекуче- стью	Плавка сплавов магния с марганцем в стационарных тиглях в случаях, когда марганец вводится в виде хло- ристого марганца. Применяется сов- местно с другими защитными рафи- нирующими флюсами
76МпС12;' 13GaF2; HMgO	—	—	Плавка сплавов магния с марганцем в выемных тиглях. Применяется всме-. си с другими флюсами
85Na2B4O7; 15В2О3	0,5—1,0	Обладает хорошей покрывной способ- ностью	Покрывной флюс при плавке в выем- ных тиглях и для защиты сплава после рафинирования
50MgF2; 50В2О3	0,5—1,0	Плотность —2 г/см3. При температу- ре разлива образует с другими флю- сами плотную корку, легко удаляю- щуюся с поверхности расплава	Рафинирование сплавов
Продол жение табл. 4
Состав флюса, %	Расход флюса, % к массе жидкого металла	Характеристика флюса	Назначение флюса
Калиевый флюс: 55—60MgCl2; 35-40КС1; 10—ONaCl	—	Жидкотекуч, легок, имеет малую вязкость. Температура плавления 480—490° С. Плотность 2 г/см3	Плавка чистого магния
75—85LiCl; 25—15LiF	—	Жидкотекуч, имеет малую плотность и невысокую температуру плавления	Плавка магниевых сплавов, содержа- щих литий
60ВаС12; 40KC1	—	—	Приготовление лигатуры А1 — Be и Al — Mg — Be, когда температура нагрева лигатуры не превышает 1000° С
90BaCl2; lOBaF	—	—	Приготовление лигатуры А1 — Be, где температура нагрева лигатуры выше 1000° С
65ВаС12; 35BaF2	От 6—8 и выше	—	Приготовление лигатур, содержащих бериллий, при температуре нагрева лигатуры выше 1000° С
27,6—31,9MgCI2; 27,1—24,5KC1, 4,9—6,7СаС12; 20,5—24, lCaF2; 4,6-5,9 MgO; 0,9—5,0H2O	От 6—8 и выше	Обладает нормальной жидкотекуче- стью и невысокой температурой плав- ления	Плавка в выемных тиглях
СП
Продолжение табл. 4
Состав флюса, %	Расход флюса, % к массе жидкого металла	Характеристика флюса	Назначение флюса
44,0MgCl2; 4IKC1; 6.5N/C1; 5,0 С iF2; 2,4MgO; 1,1 Н2О	От 6—8 и выше	Обладает хорошей покрывной способ- ностью и необходимой вязкостью	Покрывной (защитный) флюс
27,5MgCl2; 26.6КС1; 6.8N.1CI; 5,ОС Cl,; 26,0CaF2; 2,2MgO; 0,9H2O	От 6—8 и выше	Обладает высокой рафинирующей способностью. Хорошо отводится с поверхности расплава	Рафинирование расплава
40,0MgCL>; 20,0KCl; 4,0NaCl; 3H2O	От 6—8 и выше	Обладает хорошей защитной и рафи- нирующей способностью	Плавка в стационарных тиглях спла- вов систем Mg — Мп; Mg — Al — Zn и Mg — Zn — Zr
47—51CaCl2; 14—21NaCl; 26—29BaCl2; 2—5CaF2; до 2H2O	От 6—8 и выше	Температура плавления 450—550 °C. Плотность 2,3 г/см3	Плавка магниевых сплавов с редко- земельными металлами
35—39CaCl2; 22—26KC1; 17—20NaCl; 19—23BaCl2; 2—5CaF2; до 20H2O	От 6—8 и выше	Температура плавления 465—560° С. Плотность 2,10 г/см3	Плавка магниевых сплавов с редко- земельными металлами
28СаС12; 55KC1; 15BaGl2; 2CaF2; до 1,5H2O	От 6—8 и выше	Температура плавления 440—590° С. Плотность 1,95 г/см3	Плавка магниевых сплавов с редко- земельными металлами
- П^х^олжение табл. 4 -
Состав флюса, %	Расход флюса, % к массе, жидкого . металла	Характеристика флюса	Назначение флюса
33Na3AlFe; 23,5A1F3; 3,5CaF2; 40,0В2О3	От 6—8 и выше	Защитные и рафинирующие свойства флюса удовлетворительные, обладает повышенной вязкостью в жидком со- стоянии и малой поверхностной актив- ностью по отношению к жидкому ме- таллу	Повышает коррозионную стойкость отливки
15,OA1F3; 17,5MgF2; 17:,5CaF2; 50B2O3	От 6—8	Защитные и рафинирующие свойства удовлетворительные. Обладает повы- шенной вязкостью в жидком состоя- нии и малой поверхностной активно- стью к жидкому металлу	Повышает коррозионную стойкость отливки
15—20B2O3; 85—80Na2B4O7 39,0NaCl; 50KC1; 6,6Na3AlFe; 4,4CaF2	От 6—8 и выше 10—25	Защитные и рафинирующие свойства удовлетворительные Алюминиевые сплавы Обладает хорошей покрывной спо- собностью и текучестью и невысокой температурой плавления	Повышает коррозионную стойкость отливок Покрывной флюс для переплавки от- ходов всех сплавов, кроме сплавов систем А1 — Mg и Al — Mg — Si
50NaCl; 35KC1 15Na3AlFe	10—25	Обладает достаточной покрывной спо- собностью, растворяет и адсорбирует окислы. Легкий. Невысокая темпера- тура плавления	Покрывной флюс для плавки отходов всех сплавов, кроме сплавов систем Al—Mg и Al —Mg —Si
Продолжение табл. 4
Состав флюса, %	Расход флюса, % к массе жидкого металла	Характеристика флюса	Назначение флюса
35NaCl; 50Na3AlFe; 15Na2CO3	10-25	—	Покрывной флюс для плавки отходов алюминиевых сплавов, кроме сплавов систем А1 — Mg и Al — Mg — Si
30NaCl; 40KC1; 15NaF; 15Na2CO3	—	—	Покрывной для плавки отходов всех алюминиевых сплавов, кроме систем Al — Mg и Al — Mg — Si
30—40NaCl; 40-50KCI; 15Na3AlFe; 5—15K2SO4	—	Обладает удовлетворительной защит- ной и рафинирующей способностью, небольшой плотностью	Покрывной и рафинирующий для флюсования ванны при плавке скрапа
!60NaCl; 20CaF2; 20NaCl	—	—	Пудлингование стружки
47KC1; 30NaCl; 23Na3AlFe	3 кг на 1 т при рафинировании	Обладает хорошей рафинирующей способностью. Растворяет до 0,66% (по массе) и адсорбирует до 10% (по массе) окиси алюминия. Плот- ность флюса в жидком состоянии 1,6 г/см3. Температура плавления 700° С	Покрывной и рафинирующий флюс для всех деформируемых сплавов, кроме систем А1 — Mg и А1 — Mg — Si
50KC1; 40 NaCl;’ 6Na3AlFe; 4CaF?	—	Рафинирующая способность хорошая. Плотность около 2 г!см*. Температу- ра плавления 720° С	Покрывной и рафинирующий флюс применяется для всех деформируе- мых сплавов
Продолжение табл. 4
Состав флюса, %	Расход флюса, % к массе жидкого металла	Характеристика флюса	Назначение флюса
60MgCl; 40CaF,	—	Обладает хорошей защитно-рафини- рующей способностью	Покрывной и рафинирующий флюс для сплавов систем А1—Mg и Al— Mg —Si
60NaF; 25NaCl; 15Na3AlF3	0,5—1,5	Рафинирующая и модифицирующая способность хорошая. Плотность в жидком состоянии 1,8 г/см3. Тем- пература плавления 850 °C	Рафинирующе-модифицирующий флюс. Применяется для одновременного ра- финирования и модифицирования сплавов с высоким содержанием крем- ния (AJP) и в тех случаях, когда де- тали отливаются при высоких темпе- ратурах (800° С). Температура обра- ботки металла 800—810° С
30NaF; 50NaCl; 10KC1; 10Na3AlFe	0,5-1,5	Обладает хорошей рафинирующей и модифицирующей способностью. Плотность в жидком состоянии 1,68 г/см3. Температура плавления 715° С	Рафинирующе-модифицирующий флюс. Применяется при приготовлении алю- миниевых сплавов системы А1—Mg и Al — Mg — Si, когда детали отли- вают при температуре 800—810° С
40NaF; 45NaCl; 15Na3AlFe	0,5—1,5	Обладает достаточной рафинирующей и модифицирующей способностью. Плотность 1,05 г/см3. Температура плавления 720° С	Рафинирующе-модифицирующий флюс. Температура обработки сплава 730— 750° С
47.0KC1; 30-38NaCk 15—23Na3AlFe	6—8 кг на 1 т расплава	Обладает хорошей способностью раст- ворять и адсорбировать окись алюми- ния. Плотность и температура плав- ления не высокие	Рафинирующий флюс для всех дефор- мируемых алюминиевых сплавов
Продолжение табл. 4
Состав флюса, %	Расход флюса, % к массе жидкого металла	Характеристика флюса	Назначение флюса
50,4КС1; 39,6NaCl 3,0NaF; 7,0Na3AlFe 55 полевого шпата; 35МпО2 10Na2CO3	6—8 кг на 1 т ' расплава 2,5—3	Обладает вполне удовлетворительной рафинирующей способностью, не вы- сокой температурой плавления. Плот- ность флюса в жидком состоянии 1,7 г/см3 Медные сплавы Обладает хорошей защитной способ- ностью. Инертен к футеровке печи. Температура плавления около 1000° С	Рафинирующий флюс. Применяется для рафинирования всех деформируе- мых алюминиевых сплавов Плавка медных сплавов как покрыв- ной флюс при окислительном и вос- становительном процессах
60 оборотного шлака бронзовой плавки; 10—KCaF2; 25—30N а2СО3	2,5—3	Обладает хорошей защитной способ- ностью и другими необходимыми тех- нологическими свойствами	Плавка отходов медных сплавов
50 гранит; 35МпО2; 15Na2CO3	2,5—3	Обладает хорошей защитной способ- ностью. Инертен к металлу и футе- ровке печи. Температура плавления 900° С	Плавка медных сплавов как покрыв- ной флюс при окислительном и вос- становительном процессах
60Na2CO3; 33CaF2; 7Na2B4O7	2,5-3	Хорошо защищает расплав от взаимо- действия с окружающей печной атмо- сферой	Плавка различных сплавов на основе меди, а также при переплавке отхо- дов медных сплавов
Продолжение табл. 4
Состав флюса, %	Расход флюса, % к массе жидкого металла	Характеристика флюса	Назначение флюса
33CaF2; 60Na2CO3; 7Na2B4O7	2—3	Обладает достаточно хорошей покрыв- ной способностью и Другими техно- логическими свойствами	Плавка оловянной бронзы
50CaF2; 60Na2CO3	2-3	Покрывная способность хорошая. Плотность и температура плавления отвечают нормам	Применяется как покрывной флюс при плавке алюминиевых бронз
100Na2B407	0—25	Хорошо защищается от контакта печ- ной атмосферы. Текуч и не смачи- вается металлом	Применяется в качестве покрывного флюса при плавке латуней в индук- ционных печах
35NaCl: 15CaF2; 50Na3AlF,	2—3	Покрывная способность хорошая. Растворяет и адсорбирует окись алю- миния	Переплавка стружки алюминиевых бронз
60NaCl; 40Na3AlF,	—	Покрывная способность хорошая	Плавка латуни и алюминиевой бронзы
Древесный уголь, бой стекла, бура	- 2—3		Применяется в качестве защитных покрытий. Например, для оловянных бронз и нелегированных латуней при- меняется древесный уголь. Для мар- ганцевых латуней — древесный уголь с бурой. Плавка бронз и латуней производится под флюсом из смеси буры и стеклянного боя
Продолжение табл. 4
Состав флюса. %	Расход флюса, % к массе жидкого металла	Характеристика флюса	Назначение флюса
85NaCl; 15NaF	2—3	—	Плавка алюминиевых бронз
25Na2O; 65SiO2; lONaCl	2-3	Обладает вполне удовлетворительной покрывной способностью и другими необходимыми технологическими свой- ствами	Плавка латуней. Na2O входит в сос- тав флюса в виде кальцинированной соды (Na2CO3) из расчета: 1 ч. соды соответствует 0,585 ч. Na2O. Флюс применяется только после предвари- тельной переплавки и раздробления на небольшие куски
100 древесного угля или 100Na2B407	—	—	Плавка медноникелевых сплавов с большим содержанием меди (мель- хиор, манганин)
100Na2COs	—	Обладает хорошей покрывной способ- ностью. Плотность и температура плавления меньше чем сплав, очища- ет расплав от серы	Плавка сурмяноникелевой бронзы
50ZnO; 50Na2B4O7	6% на 1% А1	Окись цинка обеспечивает окисление лишь алюминия, не вызывая потерь основных компонентов сплава	Рафинирование оловянистых бронз и латуней от алюминия
Продолжение табл. 4
Состав флюса, %	Расход флюса, % к массе жидкого металла	Характеристика флюса	Назначение флюса
50NaCl; 50ZnO	—	Обладает вполне удовлетворительной рафинирующей способностью	Очистка медных сплавов от кремния
100Cu2O	4% на 1% А1	Рафинирующая способность хорошая	Плавка оловянных бронз и латуней для очистки их от алюминия
50Си2О; 50NaCl	—	Обладает достаточно хорошей рафи- нирующей способностью	Плавка оловянистых бронз и латуней для очистки их от кремния
BaSO4 + K2SO4 + Na2CO3	7—8% на 1% А1	Обладает достаточно эффективной ра- финирующей способностью, но вызы- вает потери олова и цинка	Плавка медных сплавов для очистки их от алюминия и железа
ЮОРЬО	—	Рафинирующая способность хорошая, но вызывает значительные потери олова и цинка и обогащает сплав свинцом	Плавка оловянистых бронз и латуней для очистки их от алюминия
lOOMnO,	—	Рафинирующая способность хорошая, но вызывает потери олова и цинка	Плавка оловянистых бронз и латуней для очистки их от алюминия и же- леза
Продолжение табл. 4
Состав флюса, %	Расход фи юса, % к массе жидкого металла	Характеристика флюса	Назначение флюса
50CuC12 50NaCl	—	Обладает высокой рафинирующей спо- собностью	Плавка отходов медных сплавов для очистки их от алюминия и сурьмы. Флюс перемешивается с отходами до загрузки их в печь
		Никелевые сплавы	
42Na2CO3; 25SiO2; 33CaF2	—	Обладает хорошей покрывной способ- ностью. Температура плавления флюса около 1150° С	Покрывной флюс применяется для сплавов на основе никеля, содержа- щих медь, марганец, молибден, же- лезо
25CaF2; 75 молотого стекла	—	Обладает хорошей покрывной способ- ностью	Покрывной флюс применяется при плавке сплавов на основе никеля
100CaSiO2	—	Хорошо защищает расплав от контак- та с окружающей атмосферой	Применяется как защитное средство от вредного влияния окружающей атмосферы
Стеклянный бой, CaF2, Na2B4O7, Na2CO3			Покрывные флюсы для плавки чисто- го никеля. Флюсы могут применяться как в чистом виде,, так и в смесях. Поименение древесного угля и гипса в качестве защитных флюсов для плавки чистого никеля совершенно недопустимо •
§11.	ПРИГОТОВЛЕНИЕ ФЛЮСОВ
Флюсы, применяемые для плавки цветных металлов и спла-
вов, могут быть приготовлены следующими двумя способами:
1)	сплавлением исходных материалов;
2)	механическим смешиванием исходных материалов.
Первый способ обеспечивает получение флюса лучшего каче-
ства, чем второй, но процесс производства его более трудоемкий
и вредный.
Первый способ приготовления флюсов заключается в следую-
щем. Исходные компоненты флюса обезвоживают путем сушки
в специальных печах, затем измельчают и отвешивают опреде-
ленное количество каждого компонента в соответствии с соста-
вом приготовляемого флюса. Полученную смесь загружают в пла-
вильную печь, где она расплавляется. Затем расплав тщательно
перемешивают и разливают по изложницам.
Глава IV
РАФИНИРОВАНИЕ
МЕТАЛЛОВ
И СПЛАВОВ
рафинированием называется процесс очищения металлов и
^сплавов от нежелательных примесей. Различают три основных
вида рафинирования: пирометаллургический, химический и элек-
тролитический.
§ 12.	РАФИНИРОВАНИЕ РАСПЛАВА
МЕТОДОМ ОКИСЛИТЕЛЬНОЙ ПЛАВКИ
Метод рафинирования окислительной плавкой находит широ-
кое применение при плавке меди и ее сплавов. Медь этим мето-
дом очищают от металлических и неметаллических примесей.
Эффективное рафинирование в этом случае может быть достиг-
нуто при следующих основных условиях: 1) примеси, от которых
расплав должен быть освобожден, должны обладать большим
сродством к кислороду, чем основной металл; 2) окислы удаляе.-
мых примесей должны иметь упругость диссоциации меньше, чем
упругость диссоциации окисла рафинируемого металла (упруго-
стью диссоциации окислов называют равновесное давление кис-
лорода, развивающееся при диссоциации этого окисла). При этом
окислы примесей не должны растворяться в очищенном металле.
Окислительная рафинировочная плавка сопровождается сле-
дующими процессами: 1) окислением примесей; 2) отделением
окислов от металла (ликвацией или улетучиванием); 3) раскис-
лением основного металла.
Примеси могут окисляться или непосредственно кислородом
атмосферы или кислородом окислов основного металла. Послед-
ний процесс является наиболее эффективным.
Насыщение расплава окислами основного металла произво-
дится в процессе его окисления. Известны следующие способы
окисления основного металла: 1) поверхностное окисление;
2) объемное окисление; 3) окисление при помощи «дразнения». ,
Поверхностное окисление металла происходит за счет кисло?
рода окислительной печной атмосферы при открытых дверцах
77
плавильной печи. Металл окисляется с поверхности. Образовав-
шиеся окислы основного металла диффундируют в глубь метал-
лической ванны. Процесс насыщения расплава окислами основ-
ного металла происходит медленно и неравномерно. Перемеши-
вание расплава ускоряет процесс поверхностного окисления и
способствует более равномерному распределению окислов основ-
ного металла в объеме металлической ванны.
Сочетание поверхностного окисления с перемешиванием ра-
сплава деревянным шестом в окислительной атмосфере назы-
вается окислительным дразнением. При окислительном дразне-
нии расплава из древесины выделяются углеводороды, которые
выбрасывают металл снизу вверх, брызги металла при этом под-
вергаются более интенсивному окислению печной атмосферой и,
падая вниз, они проникают внутрь металла, равномерно распре-
деляясь в нем.
При поверхностном окислении зеркало металла должно быть
свободным от шлака.
Объемное окисление металла может осуществляться продув-
кой расплава сжатым воздухом от компрессора или чистым кис-
лородом из баллона. Ввод окислителя внутрь металлической ван-
ны осуществляется через специальные трубки под давлением,
достаточным для преодоления давления столба расплавленного
металла, соответствующего глубине ванны, или дается некоторое
избыточное давление, необходимое для возможно более сильного
выбрасывания металла к своду, где он дополнительно окисляется
.кислородом печной атмосферы.
Таким образом, продувкой металла воздухом или кислородом
достигается и перемешивание металла, и окисление его как
.в брызгах, которые образуются над металлом у свода печи под
действием давления окислителя, так и при непосредственном со-
прикосновении с пузырьками окислителя, поступающего внутрь
расплава. Такое сочетание явлений ускоряет процесс окисления
металла и обеспечивает равномерное распределение окислов ос-
новного металла по всей массе расплава.
Наиболее эффективный метод окисления металла — окисле-
ние чистым кислородом или при помощи воздуха, обогащенного
кислородом.
Окисленный жидкий металл представляет собой раствор, где
одновременно находятся примеси, которые должны быть удалены
из металла, и окислы основного металла.
Окислы основного металла вступают во взаимодействие с при-
месями, т. е. окислы основного металла отдают свой кислород
примесям.
Более энергично будут вступать в реакцию те примеси, окислы
которых имеют наиболее низкую упругость диссоциации. Окис-
лившиеся таким образом примеси меди (железо, мышьяк, сурьма
и др.) всплывают на поверхность расплава, отшлаковываются и
удаляются из печи.
78
Процесс окислительного рафинирования металлов в общем
виде может быть представлен следующим образом [4]:
2Ме + О2 = 2МеО + Г;
МеО + Me' = Ме'О + Me + Г,
где Me — металл;
Me' — примесь;
W— теплота реакции.
Равновесие окислительно-восстановительных процессов опре-
деляется равенством упругости диссоциации окислов примесей
(Ме'О) и окислов основного металла (МеО). Константа равнове-
сия в этом случае может быть выражена формулой
% [Л4еО] [Л4е7]
с ~~ [Me] [Ме'О] ’
при этом [Me] = const,
тогда
„	[МеО][Л4е']
J\c =---------------
с [Л4е'О]
(11)
В результате химического взаимодействия окислов основного
металла с примесями образуются различные окислы примесей,
которые могут находиться в расплаве в твердом, жидком и газо-
образном состояниях. Причем все эти окислы могут быть раство-
римыми и не растворимыми в жидком металле. Твердые и жид-
кие окислы примесей, как правило, не растворяются в жидком
металле, газообразные окислы частично могут растворяться
в жидком металле.
В этом случае, если окислы примесей нерастворимы или мало
растворимы в основном металле, можно считать [Ме'О] = const,
тогда уравнение константы равновесия примет вид:
= [МеО] [Me'].	(12)1
Из уравнений (11) и (12) следует, что
=	<13>
[МеО]
или
Следовательно, при прочих равных условиях концентрация
[Me'] есть функция концентраций [МеО] и [Ме'О] в ванне металла.
Это значит, что для успешного проведения окислительного рафи-
нирования необходимо, чтобы концентрация [МеО] в расплаве и
разность упругостей диссоциации окислов основного металла и
окислов примесей были наибольшими, а растворимость окислов
примесей в основном металле — наименьшей.
79
Примеси не могут быть удалены из металла методом окисли-
тельного рафинирования, если упругость диссоциации их окис-
лов будет больше, чем упругость диссоциации окислов основного
металла.
Окислы примесей в большинстве случаев образуются или
в твердом или в жидком состоянии и чаще всего с плотностью,
меньшей, чем плотность расплавленного металла, вследствие чего
они всплывают на поверхность и подвергается отшлакованию.
.. Для отщлакования окислов примесей и удаления их из печи
шлак подбирают противоположным по своему химическому ха-
рактеру.
Для окислов примесей, имеющих кислый характер, шлак под-
бирают из основных окислов, наоборот, для окислов примесей,
имеющих основной химический характер, шлак подбирают из
кислых окислов (кремнезем).
Окислы основного металла удаляют из расплава путем рас-
кисления их (см. § 3).
После окисления примесей и снятия шлака расплав меди под-
вергают последующей очистке от растворенного в ней кислорода
в виде закиси меди (CugO), так как последняя отрицательно
влияет на свойства меди, особенно при обработке ее давлением.
Одним из способов освобождения жидкого металла от раство-
римых в нем окислов — раскисление (восстановление) их при по-
мощи специальных раскислителей.
§ 13.	РАФИНИРОВАНИЕ РАСПЛАВА
МЕТОДОМ РАСКИСЛЕНИЯ
Под раскислением понимается химический процесс вытесне-
ния кислорода из окислов металлов более активными вещества-
ми— раскислителями. Раскислителем служит вещество (эле-
мент) с большим сродством к кислороду, растворяющееся в рас-
плавленном металле.
Реакция раскисления состоит в том, что растворенный раскис-
литель взаимодействует с растворенным окислом, образуя не-
растворимый окисел раскислителя, всплывающий на поверхность
жидкого металла:
МеО + RZRO Me + W,
где R — раскислитель;
/?О — окисел раскислителя;
W — теплота реакции.
Реакция раскисления пойдет слева направо при условии, если
раскислитель будет обладать большим сродством к кислороду,
чем металл раскисляемого окисла, а также упругость диссоциа-
ции раскисляемого окисла будет выше, чем упругость диссоциа-
ции окисла раскислителя. Реакция раскисления закончится в мо-
80
мент достижения равенства упругости диссоциации обоих
окислов.
Константа равновесия реакции раскисления в общем виде
определяется уравнением
[МЮ] [/?]	Z1,4
Анализируя это уравнение, можно сделать следующие выво-
ды: 1) для обеспечения заданной низкой концентрации раство-
ренного окисла основного металла в ванне должен оставаться
определенный избыток раскислителя. Причем этот избыток будет
тем меньше, чем выше сродство раскислителя к кислороду;
2) концентрация окисла раскислителя в раскисляемом металле
должна быть минимальной.
Раскислители
Техническими раскислителями могут быть металлы и их спла-
вы и неметаллы. Они должны отвечать следующим требованиям:
1)	иметь значительно большее сродство к кислороду, чем рас-
кисляемый металл или сплав;
2)	быстро растворяться в ракисляемом металле;
3)	иметь более низкую температуру плавления и плотность
меньшую, чем плотность раскисляемого металла.
Остаток раскислителя в готовом металле не должен ухудшать
качество этого металла, и окисел раскислителя должен быть ма-
лорастворим в раскисляемом металле и легко отделяться от него.
Кроме того, раскислители должны быть доступными и недо-
рогими.
По характеру действия раскислители, применяемые для рас-
кисления меди, никеля и их сплавов, разделяют на поверхност-
ные раскислители, действующие только на поверхности расплава
и не растворимые в нем, и раскислители, растворимые в распла-
ве и действующие внутри него.
К группе поверхностных раскислителей относятся следующие
вещества: карбид кальция (Са2С); борид магния (Mg3B2), угле-
род и жидкий борный шлак.
Восстановление окисленного металла (МеО) при помощи по-
верхностных раскислителей идет по следующим реакциям:
4/ИеО Са2С — 2СаО -|- СО2 -г 4Л4е,
2/ИеО + С = СО2 + 2Ме.
Поверхностные раскислители применяют в измельченном ви-
де. Для ускорения процесса раскисления их рекомендуется заме-
шивать в глубь расплава.
К группе растворимых раскислителей относят следующие: во-
дород, углеводород, окись углерода, фосфор, свинец, литий, цинк,
6 В. С. Юдкин	81
марганец, кремний, титан, алюминий, магний, кадмий, медная
окалина и др.
Растворимые раскислители распределяются по всему объему
раскисляемого расплава, вследствие чего они в большей степени
контактируют с окислами основного металла и процесс раскис-
ления проходит значительно быстрее.
Растворимые раскислители могут образовывать продукты
раскисления в газообразном, жидком и твердом состояниях. На-
пример, водород, углеводороды и окись углерода при раскисле-
нии металлов дают газообразные продукты раскисления; фосфор,
литий, свинец образуют продукты раскисления в парообразном
или в жидком состоянии; кальций, магний, алюминий, кремний,
марганец образуют твердые продукты раскисления. Газообраз-
ные и жидкие продукты раскисления легче отделяются от раскис-
ляемого расплава, чем твердые. Поэтому часто производят рас-
кисление комбинированным раскислителем, в состав которого
входят два и более раскисляющих элементов. Продукты раскис-
ления в этом случае образуют смесь, которая имеет более низкую
температуру плавления по сравнению с температурой плавления
отдельных окислов раскислителей.
В случае ведения раскисления металла под слоем шлака не-
обходимо применять быстродействующий раскислитель и воз-
можно быстрее отделять металл от шлака после раскисления.
Это дает возможность сохранить эффект раскисления и избе-
жать восстановление примесей из шлака избыточным раскисли-
телем.
Примерами восстановления окислов раскислителями, раство-
ряемыми в сплаве, могут служить следующие реакции:
57ИЮ + 2Р = Р2О5 + 5Ме,
МеО + Pb = РЬО + Me.
Металлы, не растворяющие в заметных количествах свои окис-
лы (свинец, цинк, олово), не нуждаются в раскислении после
окислительного рафинирования.
Раскисление металлов или сплавов при помощи обычных вы-
шеперечисленных раскислителей не обеспечивает необходимую
чистоту от загрязнений продуктами реакции раскисления и не-
использованным раскислителем. Эти загрязнения отрицательно
сказываются на качестве металла или сплава.
Вышеуказанные недостатки процесса раскисления металла
элементарными твердыми раскислителями устраняются при при-
менении процесса диффузионного раскисления металла.
Отличительная особенность диффузионного процесса раскис-
ления заключается в том, что обработка расплава производится
специально приготовленным жидким синтетическим шлаком, сво-
бодным от окисла раскисляемого металла, но способным хорошо
растворять или химически связывать этот окисел.
82
Из литературных источников [9] известно, что при контакте
металлического расплава с таким шлаком окисел основного ме-
талла диффундирует в шлаковую фазу. Таким образом, между
металлом и шлаком происходит распределение окисла до кон-
центрации, пропорциональной растворимости его в каждой фазе,
в результате чего металлическая фаза освобождается от раство-
ренного в ней окисла основного металла, т. е. расплав раскис-
ляется.
Диффузионный процесс раскисления металла может произво-
диться как в печи, так и в разливочном ковше. При раскислении
металла в ковш одновременно выливают предварительно заго-
товленный синтетический шлак и нераскисленный металл и после
интенсивного перемешивания готовый металл разливают по ли-
тейным формам.
§ 14.	РАФИНИРОВАНИЕ РАСПЛАВА
МЕТОДОМ ОБРАБОТКИ ЕГО ТВЕРДЫМИ ОКИСЛАМИ
Этот метод применяют для удаления водорода из некоторых
медных сплавов.
В качестве окислителей могут быть использованы медная ока-
лина, браунштейн и другие подобные окислители. Обработку ме-
таллического расплава окислителями производят при окисли-
тельной печной атмосфере. Избыток воздуха в этом случае иск-
лючает поглощение расплавом восстановительных газов, таких
как водород и окись углерода. При температурах окислительной
плавки медь восстанавливается водородом из расплава с образо-
ванием водяного пара, например, при обработке расплава браун-
штейном он переходит в манганит, который восстанавливается
водородом металла с образованием закиси марганца и водяного
пара по реакции
2Н + Мп3О4 ЗМпО + Н2О.
Закись марганца в результате последующего восстановления
отшлаковывается. Обработка расплава твердыми раскислителя-
ми сопровождается последующим процессом удаления из распла-
ва окислов методом раскисления. Обработка расплава окисли-
телями применяется только для тех, медных сплавов, которые не
содержат в своем составе в качестве легирующих элементов алю-
миний, бериллий, хром, кремний. Не рекомендуется обрабаты-
вать окислителями латуни с высоким содержанием цинка.
§ 15.	АДСОРБЦИОННЫЕ МЕТОДЫ
РАФИНИРОВАНИЯ
В настоящее время известны следующие адсорбционные мето-
ды рафинирования цветных металлов и их сплавов: рафиниро-
вание флюсами и рафинирование газами, солями.
6*	83
Рафинирование флюсами
В основу этого метода удаления неметаллических примесей из
расплава положено физико-химическое взаимодействие между
флюсом и примесями, т. е. способность флюса адсорбировать и
растворять неметаллические примеси или химически связывать
примеси в прочные соединения, которые удаляются из расплава
в виде шлака.
Такими свойствами обладают флюсы на основе хлористых и
фтористых солей с содержанием не менее 10% фторидов (крио-
лит, фтористый натрий, фтористый кальций).
На характер процесса рафинирования расплава от твердых
неметаллических примесей методом флюсования и на поведение
металла во флюсе (а флюса в металле) большое влияние оказы-
вают соотношение плотностей флюса и металла, металла и неме-
таллических твердых примесей. Например, алюминиевые сплавы
рафинируют флюсами, плотность которых меньше плотности этих
сплавов. В этом случае адсорбируемые и растворяющиеся во
флюсах неметаллические примеси концентрируются в верхних
слоях расплава, откуда их удаляют вместе с флюсом. Магниевые
сплавы, как правило, рафинируют флюсами с плотностью боль-
шей, чем плотность этих сплавов. От разности плотностей метал-
ла и флюса зависит скорость осаждения или всплывания частиц
флюса в процессе рафинирования расплавленного металла; чем
больше эта разность, тем интенсивнее протекает процесс всплы-
вания или осаждения частиц флюса, замешанных в расплав.
Твердые неметаллические примеси (окислы), которыми за-
грязняются в процессе плавки металлы и сплавы, могут быть тя-
желее или легче расплавленного металла или иметь одинаковые
плотности. В зависимости от этого удаление их из расплава мо-
жет быть осуществлено при помощи следующих разновидностей
метода обработки флюсами:
1)	верхнего флюсования;
2)	нижнего флюсования;
3)	флюсования всей массы расплава.
Схематическое изображение этих способов рафинирования
расплавленных металлов приведено на рис. 7.
Рафинирование расплава верхним флюсованием (рис. 7, а, б,
в) используют в том случае, когда твердые неметаллические при-
меси вследствие мечьшей плотности располагаются преимущест-
венно в верхних слоях расплава.
Обработку расплава при этом способе рафинирования произ-
водят флюсом, имеющим плотность в условиях обработки мень-
ше, чем плотность рафинируемого расплава. Флюс, соприкасаясь
с окислами, расположенными в верхних слоях расплава, раство-
ряет их. Освободившийся таким образом верхний слой расплав-
ленного металла от окислов становится тяжелее, чем последую-
84
щий загрязненный окислами слой. Поэтому он опускается вниз
ванны, а последующий загрязненный окислами слой металла
поднимается вверх к флюсовому слою. При соприкосновении
с флюсом он так же, как и предыдущий слой, освобождается от
окислов и опускается вниз ванны. Аналогичным образом очища-
ются и все последующие загрязненные окислами слои жидкого
металла.
Рафинирование расплава нижним флюсованием (рис. 7, г, д,
е) используется в тех случаях, когда окислы в условиях рафини-
рования имеют плотность больше плотности рафинируемого ме-
з — флюсование
по всему объему
металла с помощью легкого (ж)
и тяжелого (з) флюса.
талла и располагаются преимущественно в нижних слоях ванны
металла. Обработку расплавленного металла при рафинировании
ЭТИМ СПОСОбОМ ПРОИЗВОДЯТ флЮСОМ С ПЛОТНОСТЬЮ бОЛЬШе ПЛОТНО’
сти рафинируемого жидкого металла. Поэтому в процессе рафи-
нирования такой флюс будет находиться на дне ванны металла.
Процесс удаления окислов из расплавленного металла спосо-
бом нижнего флюсования подобен процессу верхнего флюсова-
ния. Он отличается от верхнего флюсования только направлением
движения слоев очищенного от окислов металла. В данном слу-
чае отрафинированный слой металла становится легче, чем
остальная масса рафинируемого металла, вследствие чего он под-
нимается от границы флюсового слоя на верх ванны металла, усту-
пая свое место следующему загрязненному окислами слою ме-
талла.
Металлы и сплавы, легко окисляемые в жидком состоянии,
при рафинировании их способом нижнего флюсования должны
85
предохраняться от окисления с поверхности ванны покровными
защитными флюсами или какими-либо другими средствами за-
щиты.
Рафинирование металлического расплава флюсованием по
всему объему (рис. 7, ж, з) используется независимо от плотно-
сти неметаллических примесей. При этом способе флюсования
могут применяться как тяжелые, так и легкие флюсы. Легкие
флюсы погружают на дно ванны расплава при помощи специаль-
ного колокольчика, откуда они поднимаются вверх, по пути рас-
творяя окислы и увлекая их с собой на поверхность расплава. Тя-
желые флюсы в жидком состоянии льют через дырчатый ковш на
поверхность расплава, откуда они каплями опускаются на дно
ванны. При движении сверху вниз капли флюса растворяют окис-
лы и увлекают их на дно ванны.
Металлические расплавы, загрязненные окислами с плотно-
стью, близкой к плотности металла, могут рафинироваться как
легкими, так и тяжелыми флюсами. Если металлический расплав
загрязнен более тяжелыми окислами, чем рафинируемый металл,
рафинирование расплава производят флюсом с большей плотно-
стью, чем плотность рафинируемого металла. Если расплав за-
грязнен окислами, более легкими, чем рафинируемый металл, то
его рафинируют флюсами с меньшей плотностью, чем плотность
рафинируемого металла.
Тяжелые цветные металлы и сплавы, а также алюминий и его
сплавы обрабатываются, как правило, способом верхнего флю-
сования.
При рафинировании металлов и их сплавов, в которых окислы
преимущественно находятся во взвешенном состоянии, вследст-
вие незначительной разности плотностей окислов и металла реко-
мендуется замешивать флюс внутрь расплава или применять
дождевой метод пропускания флюса в ванне металла снизу вверх.
Магний и его сплавы преимущественно обрабатывают спосо-
бом нижнего флюсования, так как подобрать флюс с плотностью,
меньшей плотности магния и его сплавов, очень трудно.
Исследованиями и практикой некоторых заводов установлено,
что обработка металлов и сплавов флюсами на основе хлоридов
и фторидов щелочных и щелочноземельных металлов способст-
вует не только очищению их от твердых неметаллических вклю-
чений, но также и от газообразных примесей. Например, обработ-
ка алюминиевых сплавов высококриолитовыми флюсами, содер-
жащими 15—23% криолита, способствует удалению из расплава
газообразных и твердых неметаллических примесей. Дегазирую-
щее действие флюсов в данном случае, по мнению многих иссле-
дователей, объясняется тем, что неметаллические включения мо-
гут являться адсорбентами водорода и образовывать с окисью
алюминия комплекс А120з — Н2. Поэтому при удалении твердых
неметаллических примесей будут удаляться и газообразные при-
меси. Кроме того, при рафинировании расплава криолитовыми
86
флюсами имеет место термическая диссоциация криолита по
реакции
Na3AlF6^3NaF + A1F3.
Фтористый алюминий — летучее соединение, которое в усло-
виях рафинирования находится в парообразном состоянии в виде
пузырьков, способных поглощать водород из расплава. При уда-
лении из расплава эти пузырьки увлекают с собой водород.
По данным Шарова и Гудченко, обработка алюминиевого
сплава АЛ4 флюсами, содержащими фтористый натрий или
криолит, дает возможность снизить содержание водорода в спла-
ве на 20—40% от исходного содержания.
Дегазирующее действие флюса на магниевые сплавы мало
изучено. Но имеющиеся данные исследований в этой области
подтверждают, что обработка магниевых сплавов флюсами так-
же, как и алюминиевых сплавов, способствует значительному
снижению содержания газов в сплавах. Механизм дегазации маг-
ниевых сплавов еще не изучен. Имеются предположения, что
жидкий хлористый магний, который является основной состав-
ляющей флюсов для магниевых сплавов, растворяет водород и
обволакивает окислы, на которых удерживаются пузырьки водо-
рода. Удаляясь, хлористый магний уносит окислы и водород из
металла. Однако следует отметить, что рафинирующая обработ-
ка сплавов флюсами, содержащими фториды, значительно уве-
личивает потери металла со шлаком вследствие химического
взаимодействия металла с составляющими флюсов и механиче-
ского запутывания металла во флюсе. Например, при обработке
алюминиевых сплавов рафинирующими флюсами, как указывает
М. Б. Альтман и др. [72], потери алюминия вследствие химиче-
ских реакций обусловливаются образованием хлоридов и фтори-
дов алюминия низшей валентности (субхлорида и субфторида),
существующих при высокой температуре:
Al + NaCl X А1С1 + Na,
2А1 + A1F3X3A1F.
При охлаждении A1C1(F), находящийся в слое флюса, вновь
взаимодействует с натрием, образуя алюминий и галоидные соли
натрия, причем алюминий теряется при удалении флюса. При
плавке под флюсами алюминиевых сплавов с магнием наблю-
дается значительная потеря магния.
Метод обработки расплавленных металлов флюсом также на-
ходит применение и при плавке некоторых тяжелых цветных
металлов и сплавов. Например, дегазация меди, кремнистых
бронз и латуней производится путем обработки их флюсом, со-
стоящим из медной окалины и кварцевого песка.
Рафинирующее действие такого флюса основано на химиче-
ском взаимодействии его с водородом, растворенным в металле*
Си 2Н2 2СиО 4~ SiO2 Си Cu2SiO2 -F 2Н2О.
87
Для удаления твердых неметаллических примесей из алюми-
ниевых бронз и латуней используют соду или флюсы, содержа-
щие фториды (Na2CO3, Na3AlF6, CuF2, NaF, Na2CO3, K2CO3,
Na2SO4, NaCl, KC1, Na2B4O7 и др.).
Как сода, так и флюсы вступают в химическое взаимодейст-
вие с твердыми неметаллическими примесями, связывая их
в прочные нерастворимые в металле химические соединения, ко-
торые удаляются из расплава со шлаком.
Например, окись алюминия из бронз и латуней удаляется об-
работкой их содой по реакции
А12О3 4~ Na2CO3 -> Na2Al2O4 4- СО2.
Рафинирование расплава от неметаллических
примесей газами и солями.
Сущность удаления неметаллических примесей из расплав-
ленного металла обработкой газами и солями заключается в том,
что через жидкий сплав, загрязненный газообразными и тверды-
ми неметаллическими примесями, пропускают газ или вводят
соль, которая при химическом взаимодействии с металлом в усло-
виях рафинирования образует газообразный продукт. Эти газы
в виде пузырьков при прохождении через расплав освобождают
его от неметаллических примесей.
Освобождение металла от растворенного в нем газа происхо-
дит по поверхности соприкосновения пузырьков газа с расплавом.
Действие рафинирующего газа основано на адсорбции и диффу-
зии. Эти явления обусловливаются разностью парциальных дав-
лений удаляемого газа и в пузырьке рафинирующего газа. Пар-
циальное давление газа в растворе металла представляет какую-
то определенную для данных условий величину, которая больше
нуля, а парциальное давление этого газа в пузырьке рафинирую-
щего газа в первоначальный момент рафинирования равно нулю.
По закону Дальтона газ распространяется в объеме, занятом
другим газом, как в пустоте, следовательно, газ из раствора ме-
талла вследствие разности парциальных давлений будет диф-
фундировать внутрь пузырька рафинирующего газа. По мере
всплывания пузырька рафинирующего газа на поверхность
ванны парциальное давление удаляемого газа в пузырьке рафи-
нирующего газа будет возрастать, а скорость проникновения га-
за в пузырек рафинирующего газа будет уменьшаться.
Диффузия удаляемого газа в пузырьки рафинирующего газа
будет происходить до тех пор, пока парциальное давление газа
в металле не станет одинаковым с парциальным давлением его
в пузырьках рафинирующего газа.
Пузырьки рафинирующего газа, насыщенные удаляемым га-
зом, поднимаясь вверх ванны, встречают на своем пути твердые
88
неметаллические примеси (окислы), прилипают к ним и подни-
маются на поверхность ванны.
На рис. 8 приведена общая схема удаления неметаллических
примесей из расплава при обработке его рафинирующими газами
или летучими солями.
В качестве рафинирующих газов применяют инертные и ак-
тивные газы. Инертным газом называют такой газ, который в ус-
ловиях рафинирования металла не растворяется в нем и не всту-
пает в химическое взаимодействие ни с растворенным газом, ни
с металлом. Представителем инертных газов являются азот, ар-
гон, гелий. Активным газом называют такой газ, который в усло-
Рис. 8. Общая схема удаления неметаллических примесей
из металлического расплава рафинирующим газом
виях рафинирования вступает в химическое взаимодействие как
с растворенным газом, так и с металлом. Представитель актив-
ных газов — хлор.
Обработка жидких металлов инертными газами. Обработка
инертными газами (азотом, аргоном, гелием) также дает возмож-
ность очистить расплав в основном от газовых и частично от твер-
дых неметаллических примесей. По сравнению с активными газа-
ми инертные газы обладают меньшей рафинирующей способно-
стью.
Рафинирующее действие инертных газов основано на адсорб-
ции и диффузии в них пузырьков, растворенных в расплаве газов.
Переход газа из рафинируемого расплава в пузырек инертно-
го газа (N2) схематически показан на рис. 9.
Из инертных газов чаще всего используют азот. Обработка
азотом применяется для металлов и сплавов, в которых исклю-
чается в условиях рафинирования образование нитридов, так как
они в большинстве случаев оказывают отрицательное влияние на
свойства цветных металлов и их сплавов. Кроме того, рафини-
рующая эффективность азота недостаточно высокая. Поэтому
89
азот как рафинирующее средство имеет ограниченное приме-
нение.
При рафинировании алюминиевых сплавов азот иногда при-
меняют в сочетании с другими методами рафинирования, напри-
мер с обработкой сплава хлором.
Обработка активным газом. Из активных газов для рафиниро-
вания расплавленных металлов в промышленных условиях ис-
пользуют хлор.
Рафинирование жидких металлов и сплавов газообразным
хлором по сравнению с другими методами рафинирования яв-
ляется одним из самых эффективных методов.
Рис. 9. Схема рафинирования азотом
Большая эффективность рафинирования сплавов хлором обус-
ловливается тройным рафинирующим действием. Например, при
обработке расплава алюминия хлором процесс химического и фи-
зического взаимодействия хлора с алюминием и растворенным
в нем водородом протекает по следующей схеме:
1)	пузырьки хлора, введенного в расплав, в первую очередь
взаимодействуют с алюминием по реакции
2А1 4- ЗС12 = 2А1С13
Образовавшийся хлористый алюминий благодаря высокой
упругости пара мгновенно превращается в пар (кипит при
180°С). Хлористый алюминий нейтрален по отношению к распла-
ву, и пузырьки А1С13 действуют подобно пузырькам инертного
газа (рис. 10);
2)	часть хлора вступает в реакцию с растворенным водородом
и при этом образует хлористый водород:
С12 + 2Н = 2НС1.
Хлористый водород в условиях рафинирования также нахо-
дится в расплаве в парообразном состоянии, и пузырьки его ве-
дут себя так же, как пузырьки нейтрального газа. При подъеме
они могут реагировать с алюминием или с магнием:
ЗНС1.+А1= А1С13 + ЗН,
2НС1 + Mg = MgCl2 + 2Н.
90
Однако из-за быстрого всплывания пузырьков НС1 эти реак-
ции осуществляются в незначительной степени;
3)	не успевший прореагировать хлор производит на сплав та-
кое же действие, как пузырьки нейтрального газа.
Таким образом хлор оказывает на сплав химическое и физи-
ческое воздействие. Внедрение атомов или молекул хлора в мас-
су расплава происходит быстрее, чем пузырьков А1С13 и НС1.
Соединение молекул и зародышевых центров хлористого алю-
миния приводит к образованию пузырьков, всплыванию которых
при соответствующем ускорении способствует также и диффузия
в них водорода: размеры и давление внутри пузырьков постепен-
но увеличиваются.
Рис 10. Схема взаимодействия хлора с алюминием
и растворенным в сплаве водородом
Зарождение и рост пузырьков А1С13 в равных частях сплава
и их последующий подъем способствуют очищению сплава от рас-
творенного газа и неметаллических включений.
Хлорирование, как и продувку азотом, целесообразно прово-
дить в печах с глубокой ванной или в ковшах.
Метод рафинирования хлором с большим успехом может быть
использован и для других металлов и сплавов.
В настоящее время ввиду токсичности хлора рафинирование
металлов и сплавов этим газом имеет весьма ограниченное про-
мышленное применение.
Обработка солями. Обработка жидких металлов солями яв-
ляется одним из наиболее распространенных способов рафиниро-
вания. Она менее продолжительна, чем обработка рафинирующи-
ми газами, и не требует специальной аппаратуры.
В качестве таких солей могут быть использованы неорганиче-
ские и органические хлориды.
В основу этого метода рафинирования жидких металлов и
сплавов положена способность солей вступать в обменные реак-
ции с рафинируемым металлом или сплавом, в результате этих
91
реакций образуются летучие хлориды в виде газовых пузырьков,
которые адсорбируют и поглощают газ, растворенный в металле.
Этот метод рафинирования чаще всего используют для рафи-
нирования жидкого алюминия и его сплавов.
Рафинирование неорганическими хлоридами.
В качестве солей-очистителей в данном случае могут быть ис-
пользованы различные хлориды с упругостью диссоциации боль-
шей, чем упругость диссоциации хлористого алюминия, или хло-
риды, теплота образования которых будет ниже, чем теплота
образования хлористого алюминия. Только при таких условиях
возможна реакция взаимодействия вводимой в расплав соли
с алюминием в желаемом направлении, т. е.
А1 + 3/ИеС1 = А1С13 + З/Ие.
В качестве примеров реакций такого типа можно привести
следующие:
3TiCl4 + 4А1 = 4А1С13 + 3Ti,
3ZnCl2 + 2А1 = 2А1С13 + 3Zn,
3MnCl2 + 2A1 = 2A1C13 + ЗМп,
BC13 -p Al = AICI3 -|- В и др.
Образовавшийся таким образом хлористый алюминий благо-
даря высокой упругости пара (кипит при 180° С) в условиях ра-
финирования расплава будет находиться в газообразном состоя-
нии и играть роль рафинирующего газа, т. е. будет адсорбировать
и увлекать растворенный в алюминии водород и твердые неме-
таллические примеси на поверхность ванны по схеме, аналогич-
ной изображенной на рис. 8.
Недостатком данного метода рафинирования является то, что
применяемые в качестве рафинирующих средств соли, как пра-
вило, гигроскопичны. Поэтому соли должны храниться в герме-
тичной таре и употребляться после прокаливания.
Хлористый алюминий или хлористый бор можно вводить
в расплав в газообразном состоянии. Особенно хлористый бор,
который обладает низкой температурой парообразования (18°С).
При комнатной температуре хлористый бор, находясь в баллоне;
имеет две фазы: жидкую и газообразную, а при открытии венти-
ля под избыточным давлением он выделяется только в газообраз-
ном состоянии.
Таким образом, хлористый бор обладает следующими важны-
ми преимуществами: он не содержит влаги и может вводиться
в расплав в виде газа, т. е. в наиболее реакционном состоянии.
Исследованиями М. Б. Альтмана и др. [72] установлено, что
хлористый бор может с успехом применяться в качестве рафини-
рующего средства для алюминиевых сплавов. Обработка жидких
алюминиевых сплавов хлористым бором дает положительные ре-
92
зультаты как по плотности, так и по механическим свойствам от-
ливок.
Рафинирование хлористым бором (ВС1з), как и рафинирова-
ние хлором, рекомендуется производить под вентиляционной
тягой.
Общий недостаток метода обработки жидких металлов и спла-
вов солями — загрязнение расплава металлом, восстановленным
из соли при взаимодействии ее с рафинируемым металлом, хотя
в некоторых случаях эти металлы могут играть роль модифика-
торов.
Обработка жидких сплавов органическими
хлоридами. Использование органических летучих хлоридов
в качестве средств для рафинирования металлических расплавов
дает-возможность исключить недостатки, присущие неорганиче-
ским хлоридам. Органические хлориды почти негигроскопичны,
недефицитны и обладают относительно хорошей дегазирующей
способностью.
Наиболее подходящими для рафинирования сплавов на осно-
ве легких металлов являются гексахлорэтан и гексахлорбензол.
Наибольший интерес представляет гексахлорэтан (СгС1б), пред-
ставляющий собой бесцветное кристаллическое вещество с тем-
пературой возгонки, равной 185,5° С. Гексахлорэтан обладает
большей дегазирующей способностью, чем хлористый марганец,
и не нуждается в специальных условиях хранения. Плотность его
равна 2,091 г[см\
Гексахлорэтан недефицитен и производится в промышленном
масштабе. Стоимость его в десять раз меньше стоимости хлори-
стого марганца.
При повышенных температурах гексахлорэтан разлагается на
тетрахлорэтилен и хлор.
Гексахлорэтан в настоящее время имеет промышленное при-
менение на некоторых заводах для дегазации алюминиевых спла-
вов.
В основе рафинирования жидких металлов методом обработ-
ки их гексахлорэтаном лежит реакция взаимодействия гексахлор-
этана с расплавом. Например, в условиях рафинирования алюми-
ниевых сплавов взаимодействие гексахлорэтана с расплавом бу-
дет характеризоваться следующей реакцией:
3C2Cle + 2А1 = ЗС2С14 + 2А1С13.
Образовавшиеся тетрахлорэтилен (C2CI4) и хлористый алю-
миний (А1С1з) в расплаве находятся в парообразном состоянии
(их температуры кипения соответственно *равны 121 и 183° С)
в виде газовых пузырьков, которые адсорбируют и поглощают
растворенный газ и увлекают его на поверхность ванны.
Наилучшими режимами обработки алюминиевых сплавов
АЛ2, АЛ9 гексахлорэтаном, по данным М. В. Шарова и О. И. Ни-
китаевой [7, с. 47—72], являются следующие: для сплава АЛ2 —
93
замешивание гексахлорэтана при температуре 700—720° С в ко-
личестве 0,15—0,2% от массы расплава порциями не более 0,05—
0,06% от массы расплава с общей продолжительностью обработ-
ки 6—8 мин, для сплава АЛ9 — замешивание гексахлорэтана при
температуре 740—750° С в количестве 0,70—0,75% от массы ме-
талла порциями, не превышающими 20% от общей массы гекса-
хлорэтана. Продолжительность обработки 10—15 мин.
Наличие в сплаве АЛ9 магния несколько меняет характер
процесса дегазации.
В процессе обработки жидкого сплава АЛ9 гексахлорэтаном
возможны следующие реакции:
Mg + С12 = MgCl2,
2А1 + ЗС12 = 2 А1С13,
3Mg + 2А1С13 - 2А1 + 3MgCl2.
Установлено, что с повышением температуры дегазации ко-
личество выделяющихся паров хлористого алюминия уменьшает-
ся и на поверхности расплава в основном выделяется жидкий
хлористый магний.
Из литературных источников известно, что жидкий хлористый
магний обладает некоторой дегазирующей способностью, но зна-
чительно более низкой, чем хлористый алюминий.
Жидкий хлористый магний, находясь на поверхности распла-
ва. в какой-то мере защищает его от взаимодействия с атмо-
сферой.
Исследованиями и заводским опытом установлено, что обра-
ботка алюминиевых сплавов в жидком состоянии гексахлорэта-
ном дает возможность получить отливки с достаточной плотно-
стью независимо от материала литейной формы.
Общим недостатком всех адсорбционных методов рафиниро-
вания является невозможность охватить рафинированием весь
объем расплава, так как адсорбционным путем практически очи-
щаются только те участки расплава, через которые проходит ад-
сорбент. Эти методы следует заменять более активными.
§ 16. НЕ АДСОРБЦИОННЫЕ МЕТОДЫ
РАФИНИРОВАНИЯ
Рафинирование вакуумом
Обработка жидкого металла в вакууме относится к числу но-
вых прогрессивных методов.
Обработка жидкого металла в вакууме исключает взаимодей-
ствие расплава с окружающей атмосферой и способствует увели-
чению степени полноты протекания процессов рафинирования,
а это дает возможность значительно повысить качество металлов
и сплавов. Этот метод обработки расплава открывает широкие
94
перспективы разработки новых, весьма рациональных металлур-
гических процессов, неосуществимых в условиях атмосферного
давления.
В основу процесса вакуумного рафинирования металлов по-
ложено влияние давления на растворимость газа в металле, на
температуру кипения металла и парциальное давление газа над
металлом. С созданием вакуума растворимость газа в расплаве
уменьшается (закон квадратного корня У Р), температура ки-
пения металла снижается, упругость паров металла увеличи-
вается.
Известны следующие две разновидности вакуумного рафини-
рования металлов и сплавов.
1. Печная вакуумная обработка жидкого металла. Печная ва-
куумная обработка расплава в настоящее время находит широ-
кое применение при производстве литых изделий из сплавов на
основе высокореактивных тугоплавких металлов. Например, при
плавке и литье титана и его сплавов, сплавов на. основе нике-
ля и др.
2. Внепечная вакуумная обработка жидкого металла (в ковше
и других устройствах).
Наиболее простая и доступная внепечная вакуумная обработ-
ка та, которая позволяет 1подвергать вакуумированию практиче-
ски неограниченное количество жидкого металла, выплавленного
в любом плавильном агрегате.
В настоящее время вакуумная обработка жидкого металла
нашла широкое промышленное применение в сталеплавильном
производстве, в производстве жаропрочных тугоплавких сплавов
и начинает внедряться в литейное производство цветных метал-
лов и сплавов.
Обработка в вакууме обеспечивает удаление из расплава как
газовых, так и твердых неметаллических включений.
Интенсифицированного удаления растворенного в сплаве газа
можно добиться изменением следующих дополнительных пара-
метров: уменьшением вязкости расплава, введением в сплав го-
товых пузырьков газа или пара, способных всплывать и быстро
расти за счет диффундирующего в них водорода, снижением ме-
таллостатического давления.
Практически этого можно добиться снижением влияния сил
поверхностного натяжения (нанесение слоя флюса), повышением
температуры с последующим охлаждением под вакуумом до тем-
пературы заливки, дополнительной обработкой сплава ней-
тральными газами, солями и т. д.
Например, вакуумная обработка в комбинации с предвари-
тельной обработкой расплава рафинирующим флюсом позволяет
значительно уменьшить два фактора, препятствующих удалению
водорода из расплава: давление внешней газовой среды и по-
верхностное натяжение окисной поверхностной пленки.
95
Благодаря этому в соответствии с уравнением
Рнг = Р + Рмет + -у- >
(16)
где рнг —парциальное давление водорода, н/м2 (мм рт. ст.);
Р — внешнее давление, н/м2 (мм рт. ст.);
Рмет — металлостатическое давление, н/м2 (кГ/см2);
о — поверхностное натяжение, н/м2 (дин/см2);
г — радиус пузырька водорода, м.
При уменьшении внешнего давления величина парциального
давления водород?, необходимая для выделения его из расплава,
8
Рис. 11. Схема установки для вакуумирования алюминиевых спла-
вов (2):
/ — вакуумная камера; 2 — тигель; 3 — печь; 4 — вакуумная ре-
зина; 5 — газовая горелка; 6 — вакуумный насос; 7 — вакуум-
метры; 8 — рессивер
значительно уменьшается, уменьшается и минимальный радиус
пузырька.
Эффективность вакуумного внепечного рафинирования также
зависит от длительности вакуумирования и давления. Она прямо
пропорциональна длительности и обратно пропорциональна дав-
лению.
По данным И. К. Плешакова и Э. Л. Каца, вакуумное рафи-
нирование алюминиевого сплава марки АЛ4 позволило снизить
содержание в нем водорода от 1,4 до 0,08 см3/\00 г металла, а ко-
личество окиси алюминия от 0,06 до 0,08% и резко увеличить
плотность отливок.
По данным М. Б. Альтмана [2], вакуумное рафинирование
алюминиевого сплава позволяет повысить механические свойства
отливок на 10—15%, а плотность на два-три балла, чем у отли-
вок, не подвергавшихся вакуумному рафинированию.
96
Принципиальная схема установки для вакуумного рафиниро-
вания алюминиевых сплавов в выемном тигле приведена на
рис. 11.
Объем вакуум-камеры составляет 1,5 м3, что позволяет поме-
щать в нее тигель емкостью до 300 кг. Для создания пониженно-
го давления порядка до 13,33 н/м2 (0,1 мм рт. ст.) применяется
вакуум-насос ВН-6Г. Вакуум создается с помощью реверса, объ-
ем которого в два раза больше вакуум-камерьь
В исследовательских работах по внепечному вакуумному ра-
финированию жидких алюминиевых деформируемых сплавов
также даются указания на целесообразность применения этого
метода для сплавов, идущих на изготовление ответственных изде-
лий, от которых требуется повышенная усталостная прочность,
длительная прочность при повышенных температурах и высокая
чистота по неметаллическим включениям.
Рафинирование ультразвуком
Сущность этого метода заключается в следующем' [70]. При
прохождении упругих колебаний через расплав в нем возникает
явление кавитации, приводящее к разрыву сплошности в жидкой
фазе с образованием пустот, в которые устремляется растворен-
ный в расплаве газ.
Под действием упругих ультразвуковых колебаний в распла-
ве происходят диффузионные и коагуляционные процессы. Под
влиянием этих процессов зародышевые газовые пузырьки слива-
ются друг с другом и разрастаются до таких размеров, при кото-
рых обеспечивается активное выделение их из расплава.
Введение в расплав упругих колебаний ультразвуковой часто*
ты может производиться магнито-стрикционным способом.
На рис. 12 приведена схема введения упругих колебаний
ультразвуковой частоты в расплав.
Непосредственная передача упругих колебаний расплаву
осуществляется через волновод, изготовляемый обычно из тита-
нового сплава. Выход ультразвуковой энергии контролируется по
силе тока и напряжению выхода. Рафинирование сплава ультра-
звуковым методом в производственных условиях осуществляется
с помощью ультразвукового дегазатора УЗД.
На рис. 13 приведен ультразвуковой агрегат марки УЗД-10:.
Этот агрегат может обслуживать четыре-пять печей в радиусе
10 м. Основные параметры ультразвукового метода рафинирова-
ния— частота, интенсивность, температура расплава и длитель-
ность дегазации. Оптимальная частота звука определяется для
каждого сплава опытным путем. Например, для алюминиевых
сплавов она находится в пределах 16—20 кгц. Интенсивность
вводимого в расплав ультразвука обусловливается объемом од-
новременно обрабатываемого расплава. Чем больше объем ра-
сплава, тем больше должна быть интенсивность ультразвука.
7 В. С. Юдкин	97
Температура расплава должна быть больше температуры ликви-
дуса на 50—100°С и зависит от состава сплава. Длительность
цикла рафинирования определяется объемом обрабатываемого
расплава, глубиной ванны, концентрацией насыщения сплава га-
зом и мощностью ультразвука. С увеличением массы плавки и
концентрации газа в сплаве технологический цикл рафинирова-
ния удлиняется при постоянной мощности и сокращается при
Рис. 12. Схема введения упругих колебаний в расплав [5]:
/ — кожух; 2 — магнитострикционный преобразователь с об-
моткой; 3 — концентратор; 4 — волновод с резьбовым крепле-
нием; 5 — резиновый амортизатор; 6 — сильфон; 7 — крепле-
ние к опоре узла колебаний; 8 — тигель с расплавом; 9 —
печь электросопротивления; 10 — термопара
увеличении мощности ультразвука. Например, продолжитель-
ность ультразвуковой обработки алюминиевого сплава АЛ9 при
прочих равных условиях в зависимости от массы расплава, по
данным Г. Н. Эскина и В. Н. Слотина, характеризуется следую-
щими значениями: для расплава массой 50 кг — 5 мин, а для
расплава массой 84 кг— 10 мин.
По эффективности метод рафинирования ультразвуком пре-
восходит адсорбционные методы рафинирования. Ультразвуковая
обработка обеспечивает не только высокий уровень рафинирова-
ния расплава от неметаллических газовых и твердых включений,
но и облагораживает структуру металла за счет появления до-
полнительных центров кристаллизации, возникающих при разру-
шении материала волновода.
98
Рис. 13. Агрегат УЗД-100 [10]:
а — внешний вид агрегата УЗД-100 и генератора УЗГ-10;
б — агрегат УЗД-100 и плавильная раздаточная электро-
печь на 150—200 кг. Показан рабочий момент перед дегаза-
цией
Рафинирование расплава методом выстаивания
Выстаивание расплавленных металлов в атмосфере, свобод-
ной от водяных паров или с низким их содержанием, способствует
удалению из расплава газа и отделению твердых неметалличе-
ских включений.
Удаление газа из расплава в данном случае обусловливается
процессом диффузии газа в объеме расплава и выравниванием
парциальных давлений газа в металле и в окружающей сухой
атмосфере.
7*	99
На продолжительность дегазации расплава выстаиванием
оказывают большое влияние объем металла и его свободная по-
верхность. Она прямо пропорциональна объему металла и обрат-
но пропорциональна площади свободной поверхности металла.
Леремешивание расплава ускоряет процесс диффузии газа в ра-
сплаве, а следовательно, ускоряет процесс его дегазации. Этот
метод дегазации металлов характеризуется большой продолжи-
тельностью и поэтому имеет ограниченное промышленное при-
менение.
.Дегазация металлов повторным расплавлением
^замораживанием)
В основу этого метода дегазации металлов повторным их
расплавлением положена зависимость растворения газа в метал-
лах от температуры.
Сущность этого метода заключается в следующем: жидкий ме-
талл медленно охлаждается до кристаллического состояния, за-
тем быстро нагревается до температуры разливки и разливается
по литейным формам.
Удаление газа из металла происходит преимущественно в мо-
мент перехода расплава в твердое состояние. Этому методу дега-
зации свойственны такие недостатки, как неполнота дегазации,
повышенная продолжительность рафинирования (при большом
расходе топлива или электроэнергии), нерациональное использо-
вание печей и общее снижение производительности труда. Метод
дегазации металлов повторным расплавлением может быть ис-
пользован лишь в том случае, когда другие более совершенные
методы дегазации по каким-либо причинам не могут быть приме-
нены.
В заключение следует отметить, что неадсорбционные методы
рафинирования: в вакууме, ультразвуком, значительно больше
эффективны по сравнению с адсорбционными методами. Также
следует подчеркнуть целесообразность применения комбиниро-
ванного рафинирования, т. е. сочетания двух методов, например
обработки флюсом и продувки азотом, рафинирования в вакууме
и под слоем флюса и т. п. Подобная обработка расплава обеспе-
чивает получение отливок более высокого качества.
§ 17.	РАФИНИРОВАНИЕ МЕТАЛЛОВ
МЕТОДОМ ЗОННОЙ ПЛАВКИ [69]
Современное развитие ряда новых областей науки и техник*
(атомной физики, полупроводниковой электроники, радиотехники
и др.) требует материалов высокой чистоты (порядка шести —
девяти девяток). Материалы такой чистоты получить обычными
методами рафинирования не представляется возможным. Такая
чистота может быть достигнута только при помощи нового мето-
100
да рафинирования — зонной плавки. В настоящее время это один
из перспективных методов.
Сущность рафинирования методом зонной плавки сводится
К'следующему. Через слиток в определенном направлении мед-
ленно перемещается ряд расплавленных зон. При этом примеси
движутся либо вместе с расплавленной зоной, либо в обратном
Рис. 14. Схема многократного зонного рафинирова-
ния [69]:
1 — неподвижный кольцевой нагреватель; 2 — расплав-
ленная зона; 3 — движущая загрузка (слиток)
Рис. 15. Схема перекристаллизации слитка при рафинировании
зонной плавкой:
1 — атом основного металла; 2 — атом примеси; 3 — трубка
направлении в зависимости от того, понижают они или же повы<
шают точку плавления материала слитка.
Степень очистки возрастает с увеличением числа проходов че-
рез слиток и приближается к пределу, если число проходов не-
прерывно возрастает.
На рис. 14 приведена схема многократного зонного рафиниро-
вания.
Если примесь понижает точку плавления материала слитка,
то ее концентрация в затвердевшей части будет меньше, чем
в жидкой. Следовательно, примеси будут оттесняться затвердев-
шим металлом и собираться в жидкой зоне. Если примесь повы-
шает точку плавления материала слитка, то ее концентрация
в твердой части будет больше, чем в жидкой, причем жидкость
101
будет обедняться примесью. Таким образом, фронт кристаллиза-
ции при своем движении может оттеснять одни примеси и захва-
тывать другие. В конечном результате примеси концентрируются
в том или другом конце слитка. Загрязненный конец слитка отре-
зают и направляют в отходы.
На рис. 15 приведена принципиальная схема кристаллизации
слитка при рафинировании зонной плавкой. Когда металл после
зонной плавки начинает застывать, его атомы занимают свои ме-
ста в кристаллической решетке (в случае, если температура плав-
ления примесей ниже, чем температура основного металла). Если
же между ними попадают атомы примеси, то им труднее найти
место в решетке, чем в беспорядочной массе атомов расплавлен-
ного металла. В результате большая их часть останется в жидко-
сти. Таким образом, движущийся вдоль слитка фронт кристалли-
зации — основное условие удаления примесей из кристаллов
слитка.
Кроме того, зонная плавка позволяет равномерно распреде-
лять ту или иную примесь в монокристалле, т. е. позволяет полу-
чать заданное распределение примесей в*кристаллах, на которых
основано устройство транзисторов и кристаллических диодов.
Г л а в а V
МОДИФИЦИРОВАНИЕ
ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ
И СПЛАВОВ
ДД одифицированием (видоизменением) принято называть про-
У* цесс искусственного изменения формы, величины и внутренне-
го строения зерен, образующихся при первичной кристаллизации.
Модифицирование металлической структуры дает возмож-
ность устранить зональность в кристаллическом строении слит-
ков и отливок и значительно улучшить их технологические, физи-
ческие и механические свойства.
В основе процесса модифицирования первичного зерна, как
отмечает М. В. Мальцев, лежит зародышевый механизм. Чем
больше центров кристаллизации будет в расплаве в предкристал-
лизационный период, тем мельче будет структура сплава, а сле-
довательно, выше его технологические и механические свойства.
Зародышевые центры кристаллизации могут быть получены ис-
кусственным путем — с помощью модификаторов. Модификато-
ры вводятся в расплав в очень малых дозах (обычно в долях про-
цента) и почти не изменяют химического состава сплава, но спо-
собствуют кристаллизации структурных составляющих в более
компактной форме и равномерному распределению их по всему
объему сплава.
Предполагается, что воздействие модифицирующих добавок на
структуру происходит либо в результате образования тугоплав-
ких частиц, являющихся центрами кристаллизации, либо в ре-
зультате скопления атомов модифицирующих добавок на поверх-
ности растущих кристаллов, препятствующих росту зерен.
Модификаторы классифицируют на две основные группы.
К первой группе относят такие модификаторы, которые обра-
зуют в расплаве высокодисперсную или коллоидно-дисперсную
взвесь, отдельные частицы которой служат зародышами центров
кристаллизации. Следовательно, модификаторы этой группы
искусственно увеличивают число центров кристаллизации в ра-
сплаве. Они должны быть изоморфными с кристаллами сплава и
обладать высокой температурой плавления, чтобы находиться во
юз
взвешенном состоянии в виде твердой фазы в предкристаллиза-
ционный период.
Такими модификаторами могут быть тугоплавкие металлы и
их химические соединения.
Ко второй группе относят модификаторы, поверхностно ак-
тивные молекулы которых адсорбируются на поверхностях кри-
сталлов с образованием адсорбционных пленок, препятствующих
диффузии атомов кристаллизующегося вещества к поверхности
кристаллов и тормозящих их рост. Замедление роста кристаллов
приводит к увеличению промежутка времени от начала появления’
зародышей до окончательного затвердевания сплава. При этом
создаются благоприятные условия для возникновения большего-
количества центров кристаллизации и, следовательно, получения
более дисперсной структуры сплава. Модификаторы этой группы
(щелочные и щелочноземельные металлы) —вещества поверхно-
стно активные по отношению к расплаву, они обладают низкой
температурой плавления и малым значением поверхностной
энергии в расплавленном состоянии на границе с воздухом. Мо-
дифицирующий эффект их проявляется при малых концентрациях
(от 0,001 до 0,1%).
Установлено, что введение в сплав большего количества мо-
дифицирующей добавки приводит к снижению эффекта модифи-
цирования вследствие образования более крупных частиц вторых
фаз.
На процесс модифицирования значительное влияние может
оказывать и наличие примесей в сплаве, которые изменяют при-
роду зародышей и влияют на их количество в расплаве.
Литые изделия с крупнозернистой структурой имеют понижен-
ную прочность и пластичность и характеризуются большой не-
равномерностью свойств.
Известно, что качество исходной структуры литой заготовки,
влияет на свойства полуфабриката, полученного из этой заго-
товки.
Наиболее желательная структура металлических сплавов —
мелкозернистая, с равномерным распределением всех структур-
ных составляющих по всему объему литого изделия.
Такая структура обеспечивает повышенную прочность и пла-
стичность, лучшую сопротивляемость ударным нагрузкам и хоро-
шие технологические свойства.
Мелкозернистая структура обладает меньшей чувствительно-
стью к трещинообразованию, хорошо поддается обработке давле-
нием и обеспечивает получение полуфабрикатов высокого качест-
ва. Поэтому получение литых заготовок и изделий с мелкозерни-
стой равномерной структурой является важнейшей задачей
литейного производства.
В зависимости от характера структурных изменений различа-
ют три вида модифицирования литой структуры.
104
Первый вид — изменение размеров первичных зерен (дендри-
тов) и других продуктов первичной кристаллизации.
Второй вид — изменение внутреннего строения первичных зе-
рен (дендритов).
Третий вид — изменение структуры эвтектик.
В зависимости от природы вводимых модифицирующих доба-
вок и характера их взаимодействия с составляющими сплава воз-
можна та или иная схема процесса модифицирования.
§ 18.	МОДИФИЦИРОВАНИЕ ЗЕРНА
В основе этого вида модифицирования лежат искусственно
вызванные физико-химические процессы изменения формы и
размеров дендритов, т. е. формирование мелкозернистой структу-
ры при кристаллизации сплава. Исследованиями установлено,
что такие процессы могут быть вызваны:
1)	введением специальных «затравок» в виде тугоплавких ча-
стиц, искусственно увеличивающих число зародышей при кри-
сталлизации;
2)	введением добавок поверхностно активных элементов, кото-
рые, адсорбируясь на гранях кристаллов, создают своеобразный
«барьер» между кристаллом и жидкостью и препятствуют его
росту;
3)	введением добавок, оказывающих химическое воздействие
на кристаллизующееся вещество, изменяя тем самым его приро-
ду и кристаллизационную способность.
Из теории кристаллизации известно, что характер структуры
определяется числом центров кристаллизации, образующихся
в единице объема при затвердевании металла или сплава, и их
скоростью роста. При этом число зерен находится в прямой зави-
симости от числа зародышей в расплаве и в обратной зависимо-
сти от скорости роста кристаллов.
Следовательно, искусственное увеличение числа центров кри-
сталлизации и уменьшение скорости роста кристаллов, развиваю-
щихся из этих центров, будет способствовать получению мелко-
зернистой структуры.
Искусственно увеличить число центров кристаллизации можно
путем замешивания в расплав посторонних тугоплавких частиц
или путем введения в расплав соответствующей добавки, способ-
ной при химическом взаимодействии с составляющими сплавами
образовывать тугоплавкие частицы, которые при определенных
условиях выполняют роль зародышей центров кристаллизации.
Такие добавки, по мнению М. В. Мальцева [11], являются более
приемлемыми для модифицирования металлов и сплавов в завод-
ских условиях, так как более равномерно распределяются в объ-
еме жидкого металла.
105
Измельчение зерна алюминиевых сплавов
Слитки и фасонные отливки алюминиевых сплавов с крупно-
зернистой структурой характеризуются пониженными механиче-
скими и технологическими свойствами. С целью предупреждения
образования грубой структуры в слитках и отливках алюминие-
вые сплавы подвергают модифицированию.
На рис. 16, а, б приведен один из характерных примеров влия-
ния модифицирования на грубую структуру слитков из сплава
АМц, отлитых полунепрерывным методом. Из приведенных мак-
Рис. 16. Макроструктура промышленных слитков сплава АМц, отлитых
полунепрерывным методом [11]:
а — немодифицированная; б модифицированная добавкой 0,09*/* Ti
роструктур видно, что малая добавка титана (0,09%) резко из-
мельчает зерно и полностью устраняет зональность слитка.
Наиболее эффективные добавки и их оптимальные концентра-
ции, обеспечивающие максимальное измельчение зерна в некото-
рых деформируемых и литейных алюминиевых сплавах, по дан-
ным М. В. Мальцева, приведены в табл. 5.
Весьма эффективное действие на изменение структуры, алю-
миниевых сплавов оказывает комплексное введение модифици-
рующих добавок. Например, совместное введение бора и титана
(0,03% титана и 0,01% бора) в сплав алюминия с 4,8% меди, по-
данным Цибули, приводит к значительно большему измельчению
зерна, чем введение в сплав одного титана.
Образование мелкозернистой структуры сплава в данном слу-
чае обусловливается, по мнению исследователей, значительным
увеличением дополнительных центров кристаллизации благодаря
образованию тугоплавких частиц — боридов (соединение пере-
ходных металлов с бором).
106
Таблица 5
НАИБОЛЕЕ ЭФФЕКТИВНЫЕ МОДИФИКАТОРЫ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
И ИХ ОПТИМАЛЬНЫЕ КОНЦЕНТРАЦИИ [И]
Марка сплава	Концентрация модифи- цирующих добавок, %	Среднее количество зерен на 1 см2 площади шлифа	Метод литья
Чистый алюминий AB000 (99,99о/о)	Бэз добавок 0,02—0,3Ti 0,1Та 0,2В 0,5Zr	2 170—180 167 130 186	Литье в кокиль
АМц	Без добавок 0,05Та 0,07—0,09Ti 0,01В O,lZr 0,05Ti+0,03B	4—5 230 150 150 140 200—211	Полунепрерывное литье
Д16	Без добавок 0,06—0,09Ti 0,05Ti+0,02B	15—20 175—200 200—211	Полунепрерывное
АМг	Без добавок 0,05—0,09Ti 0,03-0,05V	15-20 150—170 140—150	П о лунепрерывное литье
АЛ4	Без добавок 0,1—0,15Ti 0,1—0,2В 0,05Ti+0,05B 0,05Мо	8—12 150—170 120—150 180-200 100—120	Литье в землю
АЛ8	Без добавок 0,05—0,10Ti 0,10—0,20Zr	8—10 150—160 130—150	Литье в землю
АЛ Юг	Без добавок 0,10—0,15Ti 0,05Ti+0,05B	10-15 150—180 180—200	Литье в кокиль
Тугоплавкие модифицирующие добавки менее чувствительны
к угару при длительных выдержках расплава и сохраняют моди-
фицирующее действие при повторных переплавах.
С повышением температуры расплава эффект модифицирова-
ния заметно снижается.
Промышленный метод модифицирования алюминиевых спла-
вов тугоплавкими модифицирующими добавками дает возмож-
ность управлять формированием литой структуры и получать
107
слитки или фасонные отливки с желаемым структурным строени-
ем и повышенными механическими и технологическими свойства-
ми. Кроме того, модифицирование деформируемых алюминиевых
сплавов дает возможность значительно улучшить способность их
к пластической деформации и получать полуфабрикаты с одно-
родными и высокими механическими свойствами, а также увели-
чить выход годной продукции.
Измельчение зерна магниевых сплавов
Магний, так же как алюминий, обладает большой склонно-
стью к образованию крупнозернистой структуры, вследствие чего
многие магниевые сплавы в слитках и фасонных отливках харак-
теризуются крупнозернистой структурой, которая отрицательно
сказывается на механических и технологических свойствах
сплава.
Поэтому получение слитковых и фасонных литых заготовок из
магния и его сплавов с равномерным мелкозернистым строением
является одной из важнейших задач металлургов-литейщиков.
Измельчение зерна магния и его сплавов может быть достиг-
нуто или перегревом расплава, превышающим температуру литья
на 150—200° С, или введением в расплав соответствующих моди-
фицирующих добавок.
Модифицирующий эффект от перегрева сплава наблюдается
только в магниевых сплавах, содержащих алюминий при модифи-
цировании их в стальных тиглях.
Метод измельчения зерна магниевых сплавов малыми добав-
ками имеет большое промышленное применение.
Наиболее эффективными модифицирующими добавками для
магниевых сплавов являются вещества, содержащие углерод и
некоторые тугоплавкие металлы или их химические соединения.
Механизм измельчения зерна магниевых сплавов путем вве-
дения углеродсодержащих модификаторов до настоящего време-
ни твердо не установлен. Так же, как и при модифицировании
перегревом, предполагают, что модифицирующий эффект при вве-
дении углеродсодержащих модификаторов обусловливается об-
разованием мельчайших тугоплавких частиц химических соедине-
ний с высокой температурой плавления в виде карбида А14С3 или
более сложных соединений систем Mg — Al—С; Mg — Al —
Мп — С, которые, вероятно, и служат зародышами центров кри-
сталлизации сплава.
За последние годы для измельчения зерна магния и его спла-
вов большое внимание уделяется изысканию металлических мо-
дификаторов. Результаты исследований в этой области показали,
что зерно магния и некоторых его сплавов подобно алюминиевым
сплавам можно существенно измельчить введением небольших
присадок тугоплавких металлов: циркония, ванадия, тантала,
бора, титана и др.
108
На рис. 17 показана макроструктура слитка сплава МА8 без
добавок и с добавками циркония (литье погружением изложницы
в воду).
Измельчение зерна магния и его сплавов в данном случае так-
же обусловливается образованием в расплаве соответствующих
тугоплавких частиц, которые служат «затравкой» при кристалли-
зации сплава.
Хороший модифицирующий эффект магниевых сплавов полу-
чается также при комплексном введении титана и бора.
Рис. 17. Макроструктура слитков сплава МА8 [11]:
а — немодифицированная; б — модифицированная с добавкой 0,05*/» Zr
Из числа вышеприведенных металлических модификаторов
наиболее эффективным является цирконий. Он сильно измель-
чает зерно в слитках и отливках и полностью устраняет зональ-
ность в их строении. Однако исследованиями установлено [11], что
цирконий может быть эффективным модификатором только для
тех магниевых сплавов, которые не содержат в своем составе
алюминий, марганец, железо. Эти компоненты легко вступают
с цирконием в химическое взаимодействие, образуя с ним химиче-
ские соединения, частицы которых, имея иную кристаллическую
структуру, не могут выполнять роль зародышевых центров.
Наилучший модифицирующий эффект циркония в магниевых
сплавах проявляется при концентрации его 0,6—0,7%.
Оптимальными концентрациями для титана, ванадия, бора
при совместном модифицировании ими магниевых сплавов с алю-
109
ми-нием (типа МА5 и др.) являются: 0,05—0,1% Ti и 0,03—
0,05% V или 0,05% Ti и 0,01 % В.
Модифицирование магниевых сплавов позволяет повысить
механические свойства на 20—30%. Например, немодифи^иро-
ванный магниевый сплав МЛ5 имеет прочность на разрыв
165 Мн/м2 (16,5 кГ/мм2) при удлинении 4—5%, тогда как проч-
ность модифицированного сплава достигает 200—250 Мн/м2
(20—25 кГ1мм2) при удлинении 5—8%.
В заключение следует отметить, что проблема модифицирова-
ния магниевых сплавов находится на начальном уровне развития
и ученые продолжают поиски для выявления наиболее эффектив-
ных средств модифицирования.
Измельчение зерна медных сплавов
Модифицирование медных сплавов способствует значительно-
му повышению их прочности и пластичности. Для модифицирова-
ния медных сплавов так же, как и для сплавов алюминия и маг-
ния, используют тугоплавкие металлические модификаторы, кото-
рые искусственно создают в расплаве дополнительное количество
центров кристаллизации.
Такими модификаторами являются титан, ванадий, молибден,
вольфрам, цирконий, бор и др.
Наибольший эффект модифицирования медных сплавов наб-
людается при комплексном введении титана, ванадия и вольфра-
ма совместно с бором.
На модифицирующее действие титана, бора и вольфрама
большое влияние оказывает наличие железа в сплаве. В медных
сплавах, не содержащих железо (например, в двойной алюминие-
вой бронзе, латуни, оловянистой бронзе), модифицирующий эф-
фект добавок титана, бора и вольфрама совершенно не прояв-
ляется. И, наоборот, эти модификаторы сильно измельчают зерно
и полностью устраняют зональность в строении слитков, отлитых
из алюминиевых бронз и латуней, содержащих железо
(Бр.АЖЮ-0,3, Бр.АЖ Ю-З, Бр.АЖМц 10-3-1,5, ЛАЖ 77-2,ЛАЖМц
70-6-3-1).
На рис. 18 эта особенность показана на примере бронзы
Бр.АЖМц 10-3-1,5 с добавкой ванадия.
Основная роль железа, по мнению М. В. Мальцева, сводится
к повышению температуры образования зародышей. Предпола-
гают, что при наличии в сплаве железа в процессе модифициро-
вания образуются частицы сложных по составу тройных соедине-
ний типа алюминий — железо — модификатор. Эти частицы имеют
более высокую температуру кристаллизации, чем двойное сое-
динение алюминий — модификатор, образующееся при модифици-
ровании алюминиевой бронзы. Вследствие этого тройные соеди-
нения выполняют роль зародышей центров кристаллизации,
110
Рис. 18. Макроструктура слитков сплава Бр.АЖМц10-3-1,5 [11]:
а — исходный (немодифицированный); б — модифицированная с до
бавкой 0,05% V
Рис. 19. Макроструктура слитков сплава Бр.ОЦС6-6-3 [11]:
а — немодифицированная; б — модифицированная добавками 0,02% В
и 0,05% Ti	1
а двойные соединения не обладают такой способностью, по-в^ди-
мому, из-за недостаточной тугоплавкости.	'
Измельчение зерна медных сплавов, не содержащих в своем
составе алюминий и железо (Бр.ОЦС 6-6-3; Л68; Бр.СЗО и Др.),
достигается только, при комплексном введении модификаторов
титана, ванадия и вольфрама совместно с бором.
Оптимальные концентрации некоторых модифицирующих при-
садок, обеспечивающих наиболее эффективное измельчение зер-
на в медных сплавах, приведены в табл. 6.
Таблица 6
МОДИФИЦИРУЮЩИЕ ПРИСАДКИ И ИХ ОПТИМАЛЬНЫЕ КОНЦЕНТРАЦИИ,
ОБЕСПЕЧИВАЮЩИЕ НАИБОЛЬШЕЕ ИЗМЕЛЬЧЕНИЕ ЗЕРНА НЕКОТОРЫХ
МЕДНЫХ СПЛАВОВ (ЛИТЬЕ В КОКИЛЬ) [11]
Марка сплава	Модифицирующие присадки и их концентрации, %	Число зерен на 1 см* площади шлифа
Бр. A10(0,3%Fe)	Без добавок 0,2 V 0,05V+0,02B	25—30 200—230 350—370
Бр. АЖМц 10-3-1,5	Без добавок 0,05—0,1 V 0,02 VH-0.02B 0,01 W+0,02 В 0,05—0,10 В	40—50 350 450. 500 420
Бр. ОЦС 6-6-3	Без добавок 0,02 В4-0,04 Ti 0,05B+0,05V 0,10 Zr4-0,05 В 0,10 Zr	25—30 550—600 450—470 450-500 250—270
Л68	Без добавок 0,02 V4-0,02B 0,05 Ti+0,05 В	10- 350-400 270—300
ЛА77-2 (0,1% Fe)	Без добавок 0,02—0,05 V	4—6 800—1000
Бр.СЗО	Без добавок 0,10—0,20 Zr 0,05 Ti4-0,02В 0,03V4-0,05B	10—15 120—150 200—250 300-350
Бр. Б2	Без добавок 0,10—0,20 Ti 0,05Ti4-0,02B 0,02V4-0,01 В	20—30 200—230 250—300 300—320
ЛАЖНц 6-3-1	Без добавок 0,005—0,01 Ti 0,02—0,05 V 0,005—0,01 W	15—20 500—600 400—500 300—400
112
На эффективность действия модификаторов в медных сплавах
значительное влияние оказывает температура разливки расплава.
Эффективность воздействия комплексных модифицирующих
присадок можно видеть на примере оловянистой бронзы Бр.ОЦС
6-6-3, макроструктура которой до и после модифицирования
представлена на рис. 19. Аналогичное структурное изменение
имеет место в латуни Л68, бронзах Бр. СЗО и Бр. Б2.
Для сохранения эффекта модифицирования температура раз-
ливки сплавов по формам не должна превышать 1180° С.
§ 19.	МОДИФИЦИРОВАНИЕ
ВНУТРЕННЕГО СТРОЕНИЯ ЗЕРНА
Под внутренним строением зерен (дендритов) принято пони-
мать форму и размеры ветвей дендрита, форму, размеры и харак-
тер распределения интерметаллических соединений между вет-
вями дендрита. Исследованиями алюминиевых сплавов установ-
лено, что преобладающим фактором в определении механиче-
ских свойств является внутреннее строение зерна, а не размер
зерна.
Внутреннее строение зерен оказывает большое влияние на
формирование структуры сплава, а следовательно, и на качество
литых заготовок. Процесс измельчения зерна в период кристал-
лизации сопровождается перераспределением и измельчением
внутренних микропор, включений вторичных выделений и
примесей располагающихся в междуосных пространствах денд-
ритов.
Исследованиями установлено, что чем тоньше ветви дендрита
и чем больше число этих ветвей, тем тоньше его внутреннее
строение, а следовательно, выше механические свойства литого
изделия. Грубое внутреннее строение дендритов обусловливает
низкие механические свойства сплава независимо от размера
дендрита. Таким образом, изменяя тем или иным способом внут-
реннее строение дендритов, можно косвенно влиять на форму и
распределение продуктов вторичной кристаллизации (металли-
ческих соединений, эвтектических включений и др.) и некоторых
примесей в металлах и сплавах и, следовательно, на изменение
механических и технологических свойств литых заготовок в нуж-
ном направлении.
Изменение внутреннего строения дендритов можно достигнуть
или при помощи технологических факторов или при помощи вве-
дения в расплав соответствующих модифицирующих добавок.
Влияние технологических факторов
Из технологических факторов литья наиболее эффективное
воздействие на измельчение дендрита оказывает скорость охла-
ждения металла в момент его кристаллизации.
8 В. С. Юдкин	113
В работах В. А. Ливанова [12] отмечается, что внутреннее
строение зерна в сплавах алюминия при полунепрерывном
литье слитков с охлаждением слитка непосредственно водой
определяется только одним фактором — скоростью охлаждения
в момент кристаллизации и никакие другие факторы (направле-
ние кристаллизации, температура литья, металлостатическое
давление в момент кристаллизации, движение расплава у по-
верхности кристаллизации и т. п.) существенного влияния на
внутреннее строение зерна не оказывают. Но эти факторы так-
же определяют качество слитка, они способствуют устранению
усадочной, внутридендритной и междендритной рыхлости, газо-
вой пористости и т. п.
Наибольший эффект модифицирования внутреннего строе-
ния дендритов наблюдается при максимально быстром отводе
тепла от кристаллизующегося расплава, т. е. при высоких ско-
ростях кристаллизации литой заготовки. Объясняется это тем,
что увеличение скорости охлаждения приводит к тому, что ветви
дендрита становятся все более тонкими, а сама форма дендрита
хотя и становится более ветвистой, но с меньшим количеством
ветвей высшего порядка, а залегающие между ними интерме-
таллические соединения становятся мельче и равномернее
распределенными. Ветви становятся более тонкими от того, что
по мере увеличения скорости охлаждения диффузионные
процессы в твердой и жидкой фазах проходят с меньшей ско-
ростью. Жидкость у поверхности кристаллизации обогащается
легирующими компонентами, и это обогащение препятствует
свободному развитию ветвей дендрита. Одновременно увеличе-
ние скорости теплоотвода от междендритных и внутридендрит-
ных пространств приводит к тому, что эвтектика из твердого
раствора и интерметаллических соединений кристаллизуется
между ветвями дендрита (внутри зерна) и на стыках дендритов
(по границам зерен) все в более тонкой форме.
Исследуя влияние температуры литья и перегрева при литье
слитков алюминиевых сплавов методом Лаврова, М. В. Маль-
цев установил, что при небольших скоростях охлаждения (ско-
рость погружения 50 мм/мин) на измельчение p-фазы (Mg2Al3)
и внутреннее строение дендрита существенное влияние оказыва-
ет температура литья и перегрева.
Повышение температуры литья и перегрева приводит к по-
лучению более тонкого внутреннего строения зерна с сильно
измельченной p-фазой. Это можно объяснить тем, что с повы-
шением температуры литья и перегрева увеличивается темпера-
турный перепад на фронте кристаллизации, вследствие чего
усиливается процесс дендритной кристаллизации.
При высоких скоростях охлаждения (при скорости погру-
жения изложницы в воду 100 мм/мин и выше) влияние этих
факторов практически полностью снимается. Начиная со скоро-
сти погружения 100 мм!мин, при всех температурах литья и
114
перегрева получается тонкая микроструктура. В этом случае
фактор скорости охлаждения будет доминирующим. Изменяя
условия литья и охлаждения, можно в широком диапазоне из-
менять строение получаемых отливок.
С повышением температуры перегрева и температуры литья
отмечается существенное увеличение макрозерна и заметное
измельчение его внутреннего строения.
Таким образом, технологические факторы литья — мощное
средство воздействия на структуру металла. Изменяя условия
литья и охлаждения, можно существенно модифицировать
внутреннюю структуру дендритов и, как следствие, резко из-
мельчать выделения вторично кристаллизующихся фаз. Однако
на практике существуют некоторые ограничения: с повышением
температуры литья и перегрева сильно увеличиваются газона-
сыщенность и пористость металла. Поэтому с точки зрения ка-
чества получаемых отливок нагрев допустим только до опреде-
ленных температур.
Ограничены также скорости охлаждения. Для фасонных
отливок эти скорости ограничиваются теплопроводностью фор-
мы. Для крупных слитков чрезмерные скорости охлаждения
приводят к возникновению больших внутренних напряжений и
к самопроизвольному растрескиванию.
Модифицирование алюминиевых сплавов
Некоторые высоколегированные алюминиевые сплавы, обла-
дая высокими механическими свойствами, имеют недостаточные
технологические свойства при литье и обработке давлением,
вследствие чего такие сплавы не находят широкого применения
в качестве конструкционных материалов.
Низкие технологические свойства таких сплавов обусловли-
ваются наличием в структуре крупных и хрупких вторичных
выделений интерметаллических соединений в виде фазы
P(Mg2Al3) в сплавах алюминия с повышенным содержанием
магния или в виде фазы 0(СпА12) в сплавах алюминия с медью
Эти фазы в виде крупных скоплений делают сплавы чувстви-
тельными к трещинообразованию как при литье, так и при об-
работке давлением. Кроме того, крупное скопление этих фаз
значительно замедляет диффузионное растворение их в процес-
се гомогенизации отливок.
Поэтому модифицирование внутреннего строения зерна
высоколегированных алюминиевомагниевых и алюминиевомед-
ных сплавов с целью улучшения их технологических и механи-
ческих свойств имеет очень важное значение.
Искусственное измельчение крупных выделений интерметал-
лических фаз р и 0 в структуре высоколегированных алюминие-
вых сплавов и равномерное их распределение по всему объему
слитка или отливки устраняет вышеперечисленные технологиче-
Г	115
ские,трудности и значительно повышает механические свойства
этих сплавов.
Для модифицирования внутреннего строения зерна сплавов
алюминия с повышенным содержанием магния (7—10%) реко-
мендуют применять следующие наиболее эффективные модифи-
цирующие добавки:
1) тугоплавкие: цирконий, бор, хром, молибден, вольфрам,
ниобий и тантал, вводимые в количествах от 0,05 до 0,1%.
2) легкоплавкие: кальций, свинец, фосфор в количествах
0,005—0,05%.
Легкоплавкие модификаторы (Са, Na, Pb и др.) практически
нерастворимы в твердом и жидком алюминии,, вытесняются из
его решетки и адсорбируются на поверхности растущих дендри-
тов, образуя соответствующие адсорбционные слои, которые
защищают кристалл от питаемой жидкости и затрудняют его
рост, а следовательно и рост вторичных выделений фазы
P(Mg2Al3).
Тугоплавкие модифицирующие добавки при введении в рас-
плав образуют высокодисперсные частицы различных химиче-
ских соединений (Zr2Al3, ТаА13, В2А1 и др.), которые оказывают
чисто блокирующее действие, концентрируясь вблизи поверхно-
сти дендритов и образуя также своеобразную преграду для под-
вода питаемой жидкости.
Таким образом, под влиянием модифицирующих добавок
создаются условия затрудненного питания кристаллов в про-
цессе их роста. В результате этого дендриты формируются в
виде сеточных кристаллов с тонкими разветвленными осями, а
так как фаза p(Mg2Al3) кристаллизуется вторично в межосных
пространствах, то это приводит к резкому ее измельчению и
более равномерному распределению ее по всему объему слитка
или отливки. При этом значительно улучшаются механические
и технологические свойства сплава.
На рис. 20 приведен один из характерных примеров воздей-
ствия тугоплавкого модификатора (бора) на микроструктуру
алюминиевомагниевого сплава.
Для модифицирования внутреннего строения дендритов алю-
миниевых сплавов, содержащих медь, применяют следующие
наиболее эффективные модифицирующие добавки:
1) тугоплавкие металлы — цирконий, тантал, ванадий,
вольфрам, хром и бор;
2) легкоплавкие металлы — натрий и кальций.
Механизм модифицирующего действия этих добавок на внут-
реннее изменение дендритов алюминиевомедных сплавов анало-
гичен механизму модифицирующего воздействия добавок, при-
меняемых при модифицировании внутреннего строения дендри-
тов алюминиевомагниевых сплавов.
Под влиянием модифицирующих добавок дендриты алюми-
ниевомедных сплавов приобретают тонкое внутреннее строение,
116
в межосных пространствах которых в сильно измельченной
форме достаточно равномерно располагаются выделения фа-
зы 0(СиА12).
Измельчение фазы 0 алюминиевомедных сплавов способ-
ствует улучшению их механических и технологических свойств.-
Рис. 20. Микроструктура сплава алюминия с 10,2% Mg, 0,25% Мп, 0,005%
Be (0,05% HF). Х70 [11]:
а — немодифицированная; б — модифицированная добавкой 0,01% В
§ 20. МОДИФИЦИРОВАНИЕ ЭВТЕКТИКИ
Механические и технологические свойства эвтектических
сплавов определяются строением эвтектики, формой, выделения
и соотношением между отдельными структурными элемента-
ми ее.
Структура эвтектики определяется следующими факторами:
формой и скоростью кристаллизации ведущей фазы, условиями
охлаждения, наличием в сплаве примесей и составом самой
эвтектики.
Влияние формы и скорости кристаллизации ведущей фазы.
Если ведущая фаза имеет большую линейную скорость кри-
сталлизации и выделяется в форме пластинчатых (иглообраз-
ных) кристаллов, то кристаллы этой фазы в процессе роста
внедряются в жидкость, а вслед за ней отлагаются кристаллы
второй фазы. В результате зерна-колонии эвтектики получают
пластинчатое строение.
Если ведущая фаза кристаллизуется в форме разветвленных
дендритов, то ведомая фаза захватывается ветвями дендритов,
располагается в межосных пространствах последних, в резуль-
тате зерна-колонии эвтектики приобретают тонкое внутреннее
строение.
Влияние примесей. Наличие в сплаве тугоплавких примесей
или некоторых легкоплавких поверхностно-активных примесей
117
способствует получению тонкого внутреннего строения зерен-
колоний эвтектики.
Влияние условий охлаждения. Чем выше скорость охлажде-
ния расплава при его затвердевании, тем больше он переохла-
ждается, а в переохлажденном сплаве возникает большее
количество зародышевых центров кристаллизации. В резуль-
тате структурные составляющие эвтектики имеют более тонкое
строение. При очень высоких скоростях охлаждения расплава
структурные составляющие эвтектики приобретают форму сфе-
ролитов.
Влияние состава эвтектики. Состав эвтектики определяется
положением эвтектической точки на диаграмме состояния.
Если эвтектическая точка на диаграмме состояния будет
находиться в зоне наибольшей концентрации легкоплавкого
компонента, то в структуре эвтектики будет преобладать легко-
плавкая составляющая, располагающаяся по границам зерен
основного металла. В процессе нагрева литой заготовки с такой
структурой происходит оплавление межзеренных легкоплавких
прослоек, вследствие чего связь между зернами нарушается и
металл разрушается.
Кроме легкоплавкости, межзеренные эвтектические прослой-
ки могут обладать повышенной хрупкостью, которая приводит
к преждевременному разрушению металла при обычных темпе-
ратурах, особенно при действии ударных нагрузок.
Следовательно, такая структура эвтектики в сплавах весьма
нежелательна и ее следует избегать. Желательной структурой
эвтектики будет такая структура, когда в основе ее будет ле-
жать пластичная структурная составляющая, устраняющая
вредное влияние хрупкой фазы. Это может быть в том случае,
►если эвтектическая точка будет находиться в середине диаграм-
мы состояния. Сплавы с такой структурой будут иметь более
высокие механические и технологические свойства.
§ 21. МОДИФИЦИРОВАНИЕ ЭВТЕКТИКИ
В АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВАХ
Наиболее распространенные алюминиевые сплавы с эвтек-
тической структурой — сплавы алюминия с кремнием (силуми-
ны), содержащие кремний от 3 до 13%. Кроме кремния, в неко-
торые сплавы этого типа для улучшения их свойств вводят
небольшие присадки магния, меди, марганца и других ме-
таллов.
В зависимости от содержания кремния силумины имеют
различную структуру.
Основой структуры силуминов является эвтектика. Поэтому
ее строение оказывает решающее влияние на прочность силуми-
нов и их свойства в литом состоянии.
118
Эвтектика ^модифицированных силуминов, как правило,
имеет грубое игольчатое строение. На рис. 21 приведена микро-
структура силуминов различного состава, где на фоне a-твер-
дого раствора (светлое поле) видна эвтектика (темные иглы
кремния). Сплавы с такой структурой вследствие большрй
хрупкости кремния характеризуются невысокими механически-
ми свойствами.
Для превращения грубой эвтектической структуры, содер-
жащей игольчатые кристаллы кремния, в мелкодисперсную
структуру и повышения механических и технологических свойств
почти все алюминиевокремниевые сплавы подвергают модифи-
цированию небольшими присадками натрия, который вводят в
расплав до 0,08%. Натрий вводится в расплав перед его разлив-
кой в чистом виде или в виде модифицирующих флюсов,
состоящих из смеси фтористых и хлористых солей натрия. При
взаимодействии этих солей с жидким алюминием восстанавли-
вается металлический натрий, оказывающий модифицирующее
действие. Кроме этих модифицирующих средств, могут быть
использованы и другие элементы. Исследованиями установлено,
119
что достаточно эффективными модификаторами для алюминие-
вокремниевых сплавов служат литий, кальций, барий и строн-
ций. Некоторой коагуляции кремния способствует также введе-
ние небольших присадок фосфора (0,00015%) и титана.
Все эти модифицирующие добавки по своему модифицирую-
щему действию значительно уступают натрию.
На рис. 22 приведена микроструктура немодифицированного
и модифицированного эвтектического силумина. После модифи-
цирования дендриты алюминия приобретают тонкое строение
(рис. 22,б,в).
На строения эвтектики алюминиевокремниевых сплавов
большое влияние оказывают скорость охлаждения и перегрев
сплава перед заливкой. При быстром охлаждении структура
эвтектики сильно измельчается. Аналогичным образом действу-
ет на структуру эвтектики перегрев сплава выше температуры
900° С с последующим быстрым охлаждением. Последний спо-
соб модифицирования не нашел практического применения
вследствие сильного насыщения расплава газами при высоком
120
перегреве, а также ввиду невозможности обеспечения равно-
мерного и быстрого отвода тепла по всему объему крупных
отливок.
В результате модифицирования структура затвердевшего
сплава становится весьма мелкозернистой, предел прочности
увеличивается на 30—40%, а удлинение возрастает в 2—3 раза.
Наибольшее промышленное применение нашел метод моди-
фицирования алюминиевокремниевых сплавов введением в них
натрия.
Для объяснения явлений, происходящих при модифицирова-
нии эвтектики алюминиевокремниевых сплавов натрием, выдви-
нуто много различных теорий. Наиболее важные из них рас-
сматриваются ниже.
Теория переохлаждения
Сущность этой теории сводится к следующему: при переходе
расплава из жидкого состояния в твердое происходит пере-
охлаждение, т. е. понижение температуры начала кристаллиза-
ции ряда металлов и сплавов ниже ее истинного значения.
Переохлаждение эвтектики приводит к возникновению в
расплаве большого количества центров кристаллизации, что и
обеспечивает получение тонкой модифицированной структуры
Рис. 23. Схема изменения положения пограничных
линий на диаграмме А1 — S1
При модифицировании происходит сдвиг линтТ и характер--
ных точек диаграммы состояния сплавов системы алюминий —
кремний, а именно: эвтектическая температура понижается от
577 до 567° С, а содержание кремния в эвтектике увеличивается
до 14% (рис. 23).
В результате этого заэвтектические сплавы, которым свой-
ственно в немодифицированном состоянии неблагоприятное эв-
1 21
тектическое строение (хрупкие пластинки кремния и крупно-
пластинчатая эвтектика), становятся после модифицирования
доэвтектическими и в них при кристаллизации появляются
первичные дендриты твердого раствора и мелкозернистая эвтек-
тика.
Следовательно, эта теория объясняет только причину появле-
ния первичных дендритов a-твердого раствора при модифициро-
вании алюминиевокремниевых сплавов и совершенно не объяс-
няет, в результате каких явлений в сплавах происходит
переохлаждение кремния и создаются трудные условия роста
его кристаллов, она также не объясняет появления так назы-
ваемых перемодифицированных структур, образование новых
структурных составляющих (силицидов натрия и др.) в моди-
фицированных сплавах. По этому поводу было высказано мно-
го различных предположений. Основные из них следующие:
1.	Натрий обволакивает частицы окиси алюминия, находя-
щиеся в расплаве, изолирует их и таким образом предотвраща-
ет их действие как центров кристаллизации.
2.	Натрий обволакивает кристаллы кремния в эвтектике.
В результате должен тормозиться рост частиц кремния и сплав
приобретает способность к переохлаждению.
3.	Натрий уменьшает поверхностное натяжение на границе
раздела жидкой и твердой фаз, что дает возможность алюми-
ниевым кристаллам захватить частицы кремния, мешая их раз-
растанию. Вследствие этого эвтектика переохлаждается и полу-
чается сплав с дисперсной структурой.
4.	Натрий устраняет предкристаллическое скопление атомов,
затрудняет нормальную кристаллизацию и тем самым обеспечи-
вает протекание процесса кристаллизации эвтектики в условиях
равновесия по диаграмме состояния.
Коллоидная теория
Сущность коллоидной теории состоит в том, что натрий яв-
ляется своеобразным коллоидом, который увеличивает устой-
чивость системы в высокодисперсном коллоидном состоянии и
механически препятствует росту кристаллов кремния. Коллоид-
ная теория, формально переносящая явления, происходящие в
водных коллоидных системах, на металлические сплавы, проти-
воречит известным опытным фактам по кристаллизации эвтек-
тик и не может объяснить все те явления, которые наблюдаются
при модифицировании алюминиевокремниевых сплавов.
Адсорбционная теория
Согласно этой теории, измельчение кристаллов кремния в
эвтектике объясняется адсорбционными явлениями, происходя-
щими на границе раздела кристалл — жидкость, вследствие че-
122
го на поверхности кристаллов кремния образуются, тонкие слои,
натрия, затрудняющие рост этих кристаллов.
В результате торможения роста кристаллов кремния и уве-
личения скорости образования зародышей в переохлажденных
условиях создается тонкая структура модифицированного
сплава.
Адсорбционная теория также не объясняет всех явлений,
наблюдаемых при модифицировании. Например, такие явления,,
как сдвиг эвтектической точки, явления образования «непромо-
дифицированных» и «перемодифицированных» структур и т. д.,.
остаются необъяснимыми.
Теория образования сплавов
В основу этой теории положена известная тройная диаграм-
ма состояния алюминий — натрий — кремний.
Согласно этой диаграмме образуется тройная монотектика.
Образующаяся в результате монотектической реакции жид-
кость (содержащая в основном натрий) обволакивает кристал-
лы кремния, изолируя их таким образом от расплава, в резуль-
тате чего рост их прекращается.
Вследствие этого создаются условия возникновения дополни-
тельных центров кристаллизации и образования структуры эв-
тектики с мелкозернистым строением.
Так как в основу данной теории положена несуществующая
диаграмма состояния алюминий — натрий — кремния, то со-
стоятельность ее также остается сомнительной.
Последующими исследованиями в области модифицирования
алюминиевокремниевых сплавов было установлено, что натрий
химически взаимодействует с алюминием и кремнием. Это так-
же подтверждает несостоятельность теории образования
сплавов.
Теория образования тройной эвтектики
В основу этой теории положено образование тройной эвтек-
тики в системе алюминий — кремний — натрий.
По мнению авторов этой теории [57, с. 64—72], модифициро-
вание алюминиевокремниевых сплавов натрием происходит
вследствие образования тройной эвтектики, представляющей
собой смесь твердого раствора алюминия с кремнием и тройным
соединением (силицидом натрия — NaAlSi). Эта тройная эвтек-
тика, состоящая (по Боому) из 0,1 — 0,08% Na, 13% Si,
86,9% Al, кристаллизуется в виде тонкой структуры модифици-
рованного сплава.
Измельчение кристаллов кремния, как доказывает Е. А. Бо-
ом, происходит в результате того, что ведущая роль кремния
при кристаллизации эвтектики немодифицированного силумина
123^
Рис. 24. Диаграмма состояния
Al — Si — NaAlSi (схема) [11]
переходит после модифицирования к алюминию. При этом обра-
зующиеся зерна-сферолиты модифицированной эвтектики, пред-
ставляющие собой дендриты алюминия, захватывают в процессе
роста кристаллы кремния и не дают им разрастаться. Округлые
формы алюминиевых дендритов обусловливают и сферическую
форму кристаллов кремния.
Е. А. Боом также дает объяснение появлению структуры
перемодифицированного сплава. Основываясь на построенной
им тройной диаграмме системы А1 — Si — NaAlSi (рис. 24), он
.считает, что не полностью модифицированные силумины в трой-
ной диаграмме лежат в области А1 — Е — е. Структура этих
сплавов состоит из кристаллов
твердого раствора двойной эвтек-
тики а + Si и тройной эвтектики
а + Si + NaAlSi.
Нормально промодифициро-
ванный силумин лежит на линии
А1—Е, структура его состоит из а-
твердого раствора и тройной эв-
тектики. Перемодифицированные
сплавы лежат в области А1—Е—е
и имеют структуру: первичные
кристаллы а + двойная эвтектика
(а + NaAlSi) и тройная эвтекти-
ка (а + Si + NaAlSi) [11].
Перемодифицирование алюми-
ниевокремниевых сплавов, как правило, наблюдается при введе-
нии в них натрия выше оптимального количества, т. е. выше
0,1—0,15%.
Перемодифицированный сплав характеризуется тусклым и
крупнозернистым изломом и низкими механическими и пласти-
ческими свойствами.
Макроструктура перемодифицированного сплава содержит
типичные образования, называемые «эвтектическими колония-
ми», которые представляют собой участки мелких округлых
кристаллов эвтектического кремния, окруженные цепочкообраз-
цой структурной составляющей. Внутри таких цепочек находятся
крупные серые кристаллы тройного силицида (рис. 25).
Теория образования тройной эвтектики также не объясняет
ряд фактов.
Последующими исследованиями в этом направлении
Г. М. Кузнецова и других исследователей были установлены
следующие факты, противоречащие этой теории.
1.	В большинстве «перемодифицированных» структур не
обнаруживается образования двойного и тройного силицида и
огрубления периферии эвтектической колонии, что связано с
особыми тепловыми режимами кристаллизации и влиянием
примесей.
124
2.	При введении в сплав алюминия с кремнием тонкоизмель^
ценного порошка тройного соединения NaAlSi не удается полу-
чить модифицированной структуры. Только введение элементар-
ного натрия обеспечивает получение тонкой модифицированной
структуры эвтектики.
3.	При исследовании распределения натрия в модифициро-
ванных силуминах с помощью радиоактивного изотопа натрия
nNa244 было обнаружено, что натрий равномерно распределяет-
ся по всему объему сплава, находясь как в областях, соответ-
ствующих a-твердому раствору, так и в эвтектике [11].
Вышеперечисленные факты не подтверждают правильности
теории модифицирования силуминов, основанной на образова-
Рис. 25. Структура перемо-
дифицированного силумина
(5]
нии тройной эвтектики. Следовательно, эта теория так же, как
и все другие, является неполноценной.
В работах А. А. Бочвара и Г. АА. Кузнецова по выявлению
механизма модифицирования были установлены следующие
факты:
1) вибрация снижает эффект модифицирования; 2) одновре-
менно с исчезновением эффекта модифицирования исчезает и
переохлаждение.
Этими фактами, как отмечает А. А. Бочвар, подтверждается
неразрывная связь между переохлаждением и эффектом моди-
фицирования.
Механизм измельчения кремния под действием натрия
А. А. Бочвар и Г. М. Кузнецов объясняют так: при модифициро-
вании силуминов натрием измельчение выделений кремния вы-
зывается затруднением роста его кристаллов вследствие обра-
зования на их поверхности особых пленок, состоящих из ато-
марного натрия или его соединений (NaSi и NaAlSi). Эти
пленки преграждают доступ атомов кремния, необходимых для
развития кристаллов.
М. В. Мальцев выдвигает новый механизм модифицирования
силуминов, сущность которого сводится к следующему: в
момент зарождения «эвтектической колонии» натрий, адсорби-
125
руясь на поверхности кристаллов кремния, резко уменьшает
скорость их роста, благодаря чему алюминий становится веду-
щей фазой при эвтектической кристаллизации. Дендриты алю-
миния, развиваясь в условиях значительного переохлаждения и
сдерживающего влияния примеси натрия (или его соединений),
приобретают способность к росту в виде сильно разветвленных
кристаллов с тончайшими осями, разделяющими жидкость на
ряд микрообъемов, замкнутых в межосных пространствах денд-
ритов. Кристаллизация кремния в таких объемах приводит к
его резкому измельчению.
Пи мнению М. В. Мальцева, основной причиной измельчения
кремния в силуминах является не блокирование его роста плен-
ками натрия, а блокирование и ограничение его роста межос-
ными пространствами дендритов, где он кристаллизуется благо-
даря особой форме кристаллизации ведущей фазы (алюминия}
под воздействием модификатора.
Каждая из описанных выше теорий не подтверждается
экспериментальными фактами, что указывает на сложную при-
роду модифицирования. Поэтому ни одна из известных в настоя-
щее время теорий модифицирования алюминиевокремниевых
сплавов натрием не объясняет полностью всех тех явлений,
которые наблюдаются при модифицировании.
Единой теории модифицирования алюминиевокремниевых
сплавов натрием, которая объясняла бы все явления, наблюдае-
мые при модифицировании, пока еще нет.
При помощи присадок натрия и других поверхностно актив-
ных добавок (циркония, селена) можно изменять строение не
только двойной эвтектики а + Si в алюминиевокремниевых
сплавах, но и тройной эвтектики в сплавах системы А1 — Si —
— Си (6% Si, 27% Си), состоящей из а + Si + CuA12. При этом
в равной мере измельчаются как кристаллы кремния, так и
фаза 0 (СиА12).
22. МОДИФИЦИРОВАНИЕ ЛЕГКОПЛАВКИХ ЭВТЕКТИК
В МЕДНЫХ СПЛАВАХ
Легкоплавкие эвтектики в меди и в сплавах на медной осно-
ве (латунях) образуются при наличии загрязненности их легко-
плавкими примесями (свинцом и висмутом). Во избежание
образования легкоплавких эвтектик в меди и ее сплавах содер-
жание свинца и висмута строго ограничивают (не более
0,002—0,003% Bi, не более 0,005—0,08% РЬ).
Наличие свинца и висмута в сплавах выше допустимых норм
часто является причиной массового брака на заводах при обра-
ботке цветных металлов и сплавов. Вследствие этого для произ-
водства различных полуфабрикатов и изделий из меди и ее
сплавов вынуждены применять очень чистые первичные метал-
126
лы, что в свою очередь сильно ограничивает диапазон использо-
вания исходных материалов для производства сплавов.
Для нейтрализации вредного влияния свинца и висмута в
меди и в некоторых ее сплавах их рекомендуется модифициро-
вать при помощи введения малых добавок.
Для модифицирования легкоплавких эвтектик медных спла-
вов рекомендуют использовать следующие модификаторы: для
Рис. 26. Общий вид горячекатаных полос латуни Л68. содержащей
0,05’/e Bi [11]:
а — немодифицированный слиток; б — модифицированный слиток с до-
бавкой 0.2% Се
устранения вредного влияния свинца — кальций, церий и цирко-
ний; для устранения вредного влияния висмута — литий, каль-
ций и цирконий.
Модифицирующий эффект этих добавок обусловливается хи-
мическим взаимодействием их со свинцом и висмутом. В ре-
зультате этого взаимодействия образуются соответствующие
химические соединения, которые коренным образом изменяют
строение и природу эвтектики. Вместо сплошных эвтектических
прослоек, состоящих практически из чистых элементов висмута
и свинца, появляются качественно новые эвтектики, основу ко-
торых составляют медь и мелкие включения химических соеди-
нений свинца и висмута с вводимыми в сплав модифицирующи-
ми добавками.
127
Таким образов, в основе модифицирования легкоплавких
эвтектик медных сплавов малыми добавками лежит механизм
химического воздействия вводимых модифицирующих добавок
на легкоплавкие компоненты (висмут, свинец), в результате че-
го происходит резкое изменение в фазовом составе и структуре
пограничных эвтектических прослоек.
Модифицирование различных промышленных медных спла-
вов, загрязненных свинцом и висмутом, дает возможность прак-
тически полностью подавить вредное влияние этих примесей и
значительно улучшить механические и технологические свойства
Г* П ПОПО
На рис. 26 приведены макроструктуры горячекатаных полос
латуни Л68, содержащей 0,05% Bi в немодифицированном и
модифицированном состояниях.
Процесс модифицирования медных сплавов, как правило,
резко снижает или совсем устраняет способность слитков к тре-
щинообразованию при горячей прокатке.
В настоящее время метод модифицирования легкоплавкой
эвтектики получил широкое промышленное применение в жаро-
прочных медных и никелевых сплавах, в которые для повыше-
ния сопротивления ползучести в небольших количествах вводят
присадки церия и циркония.
РАЗДЕЛ ВТОРОЙ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ
ОСНОВЫ ПЛАВКИ
ЦВЕТНЫХ
МЕТАЛЛОВ
И СПЛАВОВ
Г л а в а VI
ШИХТОВЫЕ МАТЕРИАЛЫ,
ИХ ПОДГОТОВКА
И РАСЧЕТ ШИХТЫ
ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА
ОТЛИВОК
Материалы, загружаемые в плавильные печи в процессе
плавки металлов и сплавов, называют шихтовыми. К шихто-
вым материалам, применяемым для плавки цветных металлов и
сплавов, относят:
1)	первичные или свежие металлы и сплавы, поступающие
с металлургических заводов;
2)	лигатуры или промежуточные сплавы, поступающие с
металлургических заводов или приготовляемые на месте;
3)	возвратные шихтовые материалы своего производства, не
вызывающие сомнения по содержанию основных легирующих
компонентов, не имеющие загрязнений и обеспечивающие полу-
чение расплавов заданной степени чистоты с учетом возможно-
го освежения первичными металлами и лигатурами. Эти ших-
товые материалы разделяют на отходы литейного цеха и отходы
обрабатывающих цехов.
Отходы литейного цеха — элементы литниковой системы,
забракованные отливки, сплески, стружки и опилки, образую-
щиеся при отрезке литников и прибылей, шабровке и распилов-
ке слитков и первичной обработке отливок.
Отходы обрабатывающих цехов — кромки и концы из про-
катных цехов, пресс остатки и захваты из прессовых цехов,
высечки, облои, обрезки проволоки и прутков из кузнечно-
штамповочных, волочильных и других цехов, стружка, опилки
и забракованные детали из механических цехов;
4)	лом и отходы цветных металлов и сплавов, не содержа-
щие вредных примесей, загрязнений и имеющие известный со-
став и требуемую степень чистоты, обеспечивающие получение
расплава заданного химического состава с учетом возможного
освежения первичными металлами и лигатурами.
§ 23.	ПОДГОТОВКА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
Все шихтовые материалы, поступающие в литейный цех,
должны снабжаться сопроводительным сертификатом или сви-
131
детельством с указанием химического состава по основным
компонентам и примесям. Шихтовые материалы с неизвестным
или вызывающим сомнение химическим составом по основным
легирующим компонентам и примесям опробывают на эти
компоненты и примеси. Если опробывание непосредственно
произвести невозможно, шихтовые материалы предварительно
переплавляют на подготовительные сплавы.
В случае несоответствия шихтовых материалов по химиче-
скому составу и невозможности проведения их очистки от за-
грязнений в условиях данного производства, эти материалы
направляют для переработки на заводы вторичных цветных ме-
таллов. Перед употреблением в плавку шихтовые материалы
предварительно проходят операцию подготовки. Поверхностно
загрязненные шихтовые материалы обязательно очищают от за-
грязнений.
Подготовка крупных литейных отходов к переплавке заклю-
чается главным образом в дробеструйной или пескоструйной
очистке для удаления с поверхности остатков формовочной и
стержневой смеси, продуктов коррозии и других загрязнений.
Литники с железными сетками и Детали с залитыми каркасами,
холодильниками и шпильками отбирают отдельно и пилой вы-
резают из них железные части. Обрезки, содержащие железные
части, например части литников с железными сетками и другие
загрязненные железом отходы, переплавляют отдельно, а полу-
ченный из них сплав рафинируют от железа или используют на
малоответственное литье.
Бракованные детали и узлы, поступающие из механических
и сборочных цехов, должны подвергаться разделке для удале-
ния частей из сплавов на основе других металлов.
Детали и крупные обрезки из деформируемых сплавов мо-
гут добавляться непосредственно в шихту рабочих сплавов
только в количествах, допустимых химическим составом литей-
ного сплава.
Крупногабаритные шихтовые материалы разрезают на части,
удобные для загрузки в печь.
Предварительная обработка мелких отходов (стружка и
опилки, мелкие обрезки, высечки и сплески и др.) бывает раз-
личной в зависимости от их загрязненности. Так, например,
сухие и чистые обрезки, высечки и стружка, не засоренные
железом или сплавами на основе других металлов, нуждаются
только в пакетировании для удобства транспортировки и пере-
плавки. Сухая и чистая сыпучая стружка может быть сбрикети-
рована или непосредственно переплавлена в сыпучем’ виде.
Сильно загрязненная эмульсиями, влагой, железом витая
стружка должна быть раздроблена, очищена в центрифугах,
высушена и подвергнута магнитной сепарации.
Предварительная подготовка лома и крупных отходов дефор-
мируемых сплавов (например, бракованные поковки) заклю-
132
чается в их сортировке и механической разделке с целью полно-
го освобождения их от деталей, изготовленных из сплавов на
основе других металлов, например на основе железа. Особенно
большие трудности возникают при переработке самолетного и
моторного лома. Самолетный лом содержит трудно отделимые
стальные узлы и детали, в моторном ломе много шпилек, бол-
тов, втулок и других деталей из железных и медных сплавов.
Подобный лом подвергается предварительной разделке, заклю-
чающейся в дроблении и разрезке его на части, удобной для
транспортирования и загрузки в печь, в ручной сортировке ло-
ма. Подготовленный таким образом лом должен переплавлять-
ся в печах особой конструкции с наклонным подом.
Шихтовые материалы, загрязненные вредными примесями
(например, шихтовые материалы, применяемые при плавке
меди и сплавов на ее основе), подвергают окислительно-рафи-
нировочной переплавке с применением для этой цели окисляю-
щих или рафинирующих присадок, а сильно окисленные — рас-
кислительной переплавке с применением флюсующих присадок
и стандартных раскислителей в повышенном количестве против
обычных производственных плавок.
§ 24.	СОСТАВЛЕНИЕ И РАСЧЕТ ШИХТЫ
Для получения сплава с определенным химическим составом
необходимо перед плавкой произвести расчет шихты. От пра-
вильности проведения этой технологической операции зависит
соответствие сплава требованиям стандарта или техническим
условиям. Для составления и расчета шихты нужно иметь
следующие данные: 1) требования, предъявляемые к годному
литью, для которого составляется шихта, по содержанию основ-
ных легирующих компонентов и примесей; 2) характеристику
имеющихся на складе шихтовых материалов по их виду, источ-
нику поступления, состоянию и готовности к плавке, массе и
содержанию основных легирующих компонентов и примесей;
3) величину угара компонентов, входящих в шихту, при плавке
и литье; массу годного конечного литого изделия, для получения
которого составляется шихта, и показатель выхода годного или
заправочный коэффициент.
При составлении шихты необходимо учитывать влияние
шихтовых материалов на себестоимость литого изделия. Себе-
стоимость литых изделий должна быть по возможности мини-
мальной.
Наиболее дорогие составляющие шихты — первичные ме-
таллы и лигатуры, а наиболее дешевые шихтовые материалы —
отходы производства и лом. Поэтому количество первичных
металлов и сплавов должно быть в шихте минимальным, а ко-
личество отходов собственного производства и отходов и лома
со стороны должно быть максимальным.
133
УГАР МЕТАЛЛОВ В ЗАВИСИМОСТИ ОТ СОСТОЯНИЯ
Сплавы	Тип печи	Состояние шихты	Угар ме								
			К	Na	Mg	Be	Al	Zr	в	Ti	
Алюминиевые и магниевые	1 р М - печи и тигель- ные печи	Первосорт- ная	1—2	2-3	2—3	2—3	0,5—1	0,5—1	2—3	0,5—1	
		Сильно- окисленная и загряз- ненная	2—3	3-5	3—5	3-5	1—2	3-5	3—5	1—2	
	Отража- тельные пламен- ные печи и горны	Первосорт- ная	2—3	3-5	3-5	3—5	1—2	3-5	3—5	1—2	
		Сильно- окисленная и загряз- ненная	3—5	5—10	3—10	5—20	2—4	5—10	5—10	2—3	
Медные	Электро- печи и тигель- ные печи	Первосорт- ная	—	2—3	2—3	2—3	1,0- 1,5	3—10	—	—	
		Сильно- окисленная и загряз- ненная	—	3-5	3-5	3—5	1—2	3-10	—	До 30	
	Отража- тельные пламен- ные печи	Первосорт- ная	—	3—5	3-5	3—5	1—2	3-10	—	—	
		Сильно- окисленная и загряз- ненная	—	5—10	3—10	5—15	2—3	3—10	—	—	
134
Таблица 7
ШИХТЫ И ТИПА ПЛАВИЛЬНОЙ ПЕЧИ
таллов, %
	Сг	V	Zn	Мп	Sn	Мо	Fe	Ni	Si	Си	Се	РЬ	миш- металл
	0,5— 1	0,5- 1	0,5— 1	0,5— 1	0,5—1	0,5— 1	0,5—1	0,5—1	0,5 <	0,5— 1	0,5—1 1	0,5— о	1—3
	2—3	1—2	1—2	1—2	1—1,5	0,5- 1	0,5—1	0,5-1	1—1,5	1—2	1-2	1—2	3—5
	1—2	1—2	1—3	1—2	1—1,5	0,5— 1	0,5—1	0,5—1	1—1,5	1—2	1—2	—	3-5
	4—5	2—3	2—3	До 10	1,5-2	1—2	0,5—1	0,5—1	До 10	2—3	2—3	—	>5
	—	—	1-3	0,5— 1	0,5—1	—	0,5-1	0,5—1	0,5-1	0,5— 2	—	0,5— 2	—
	—	—	2—3	1—2	1—1,5	—	0,5—1	0,5—1	0,02	1—2	—	1—2	—
	—	—	2—4	1—2	1—1,5	—	0,5—1	0,5—1	1—4	1—2	—	—	—
	—	—	3—5	. 2—3	1,5—2		0,5-1	0,5—1	4-8	2—3		—	—
135
Количество возвратных металлов и сплавов в шихте опре-
деляется показателем выхода годного литья и расходом метал-
ла на его изготовление с учетом снабжения производства
исходным сырьем.
В отдельных случаях, особенно если приготовляемый сплав
предназначается для неответственного литья, шихту для его
производства можно составлять без применения первичных
металлов и сплавов, т. е. полностью из возвратных шихтовых
материалов, прошедших соответствующую подготовку к плавке.
Однако при этом следует иметь в виду, что многократная пере-
плавка возвратного шихтового материала без освежения шихты
первичными металлами и сплавами приводит к обогащению
рабочих металлов и сплавов вредными примесями, что безуслов-
но нежелательно.
При составлении шихты также необходимо учитывать свой-
ства компонентов, входящих в шихту, их поведение при высоких
температурах и их взаимодействие друг с другом, печной атмо-
сферой и материалами футеровки печи в процессе плавки.
Различные металлы, входящие в сплав, обладают неодинаковым
сродством к кислороду и температурой испарения и, следова-
тельно, при повышенных температурах дают различные величи-
ны безвозвратных потерь.
На величину металлургических угаров и других потерь
металлов существенное влияние оказывают степень отработан-
ности технологического процесса плавки, тип плавильных печей
и степень их исправности, техническое совершенствование пла-
вильно-литейного оборудования и выполнение плавильно-литей-
ных работ.
В табл. 7 приведены приблизительные величины угара раз-
личных металлов в зависимости от состояния шихты и типа
плавильного устройства.
В зависимости от сочетания исходных шихтовых материалов
возможны следующие четыре варианта составления и расчета
шихты:
1)	составление и расчет шихты из первичных металлов;
2)	составление и расчет шихты из первичных йли вторичных
сплавов и лигатур;
3)	составление и расчет шихты из отходов своего производ-
ства с применением первичных металлов и лигатур;
4)	составление и расчет шихты только из отходов своего
производства или только из вторичных металлов.
В заводской практике чаще всего имеет место третий случай
составления шихты.
Расчет шихты ведут, как правило, на 100 кг сплава. Это
значительно упрощает подсчет. При расчете следует брать
средний химический состав на данный сплав или оптимальный
химический состав в пределах ГОСТа и ТУ, при котором сплав
имеет наилучшие свойства.
136
Расчетное содержание того или иного элемента в шихте
определяют по формуле
эш = ——• 100,	(17)
ш 100 —У ’	v 7
где Эш — расчетное содержание элемента в шихте, %;
Эж— содержание элемента в жидком сплаве, %;
У — угар элемента при плавке, %.
Определив среднее содержание элемента в шихте, рассчиты-
вают процентное содержание составляющих шихты.
Расчет шихты из первичных металлов
Задано приготовить 600 кг бронзы марки Бр. ОЦ4-3.
Исходные данные
1.	Средний химический состав бронзы: 3,75% Sn; 3,0% Zn.
осальное — медь.
2.	Шихтовые материалы:
а)	медь марки Ml;
б)	цинк марки Ц1:
в)	олово марки 01.
3.	Плавильный агрегат — индукционная высокочастотная
печь.
4.	Угар компонентов сплава составляет: 1,0% Си, 2,5% Zn
и 1,5% Sn.
Методика расчета
1. Расчет потребляемого количества каждого компонента
производят по формуле
Меди
93,25 ' 100 = 94,192% (кг);
100-1
цинка
3,0 • 10- = 3,077% (кг);
100 — 2,5
олова
3,75  100 = 3,807% (кг).
100—1,5	4 ’
2. Определяют количество исходных шихтовых материалов
на загрузку (600 кг) по каждому компоненту с учетом угара:
меди 94,192-6 = 565,152 кг;
цинка 3,077-6 = 18,462 кг;
олова 3,807 • 6 = 22,842 кг.
137
Таким образом, окончательно шихта будет состоять из сле-
дующих компонентов:
Меди марки Ml....... 565,152 кг
Цинка марки Ц1 ..... 18,462 кг
Олова марки 01 ..... 22,842 кг
Всего на загрузку .... 606,456 кг
Расчет шихты с применением лигатуры
задано ирИ1 отобить 30000 кг сплава /Х16. Средний химиче
ский состав сплава: 4,4% Си, 1,5% Mg, 0,6% Мп, 93,5% А1.
Исходные данные
1)	алюминий чушковой марки А1;
2)	двойная лигатура А1 — Mg марки AMglO, содержащая
10% Mg и 90% А1;
3)	двойная лигатура А1 — Си марки АМ50, содержащая
50% Си и 50% А1;
4)	тройная лигатура А1 — Си — Мп марки АМЦ40-10, со-
держащая 40% Си, 10% Мп, 50% А1.
Плавка будет производиться в отражательной пламенной
печи. Угар компонентов: 1,5% А1, 2% Си, 1,5% Мп, 4% Mg.
Методика расчета
1.	Определяем	состав металлической завалки:
а)	магния	1,5 ' 100- = 1,562 кг; 100 — 4
б)	меди	4,4 • 100 Л —		= 4,490 кг; 100 — 2
в)	марганца	0,6 • 100 п спп —	= 0,609 кг; 100 — 1,5
г)	алюминия	93,5 • - = 94,924 кг. 100 — 1,5
2. а)	Определяем необходимое количество лигатур: тройной лигатуры А1 — Си — Мп. Расчет ведется по мар-	
ганцу:		0,609 • 100 с пп —		 =6,09 кг. 10
С лигатурой вносятся: марганца 0,609 кг, меди
6,09-4,0 г* лог?
—------- = 2,436 кг,
10,0
алюминия 6,09— (0,609 + 2,436) = 3,045 кг\
138
б)	двойной лигатуры А1 — Си. Расчет ведется по меди:
(4,490 — 2,436) . 100 А 1ПО
—----------—------= 4,108 кг,
50
с лигатурой вносится 2,054 кг меди, 2,054 кг алюминия;
в)	двойной лигатуры А1 — Mg. Расчет ведется по магнию:
1,562-100 1ССОП
—1--------= 15,620 кг,
10
с лигатурой вносится: магния 1,5620 кг. алюминия
15,620— 1,562 = 14,058 кг\
г)	определяем суммарное количество каждого компонента,
вносимого лигатурами: меди 2,436 + 2,054 = 4,490 кг, марганца
0,609 кг, магния 1,560 кг, алюминия 3,045 + 2,054 + 14,058 =
= 19,157 кг.
3. Определяем количество алюминия, которое необходимо
ввести в чистом виде: 94,924 — 19,057 = 75,867 кг.
4. Определяем массу каждой составляющей шихты на одну
плавку сплава (30000 кг):
а)	тройной лигатуры А1 — Си — Мп
30М°  6'Ю _ 1827
100
б)	двойной лигатуры А1 — Си
30000 - 4,108 = 1232
100
в)	двойной лигатуры А1 — Мп
30000-15,62 ,CQC
------1— = 4686 кг;
100
г)	алюминия
 75'867 = 22760 «.
100
Таким образом, окончательно шихта будет состоять из сле-
дующих компонентов*
Алюминия марки А1 .......... 22760	кг
Тройной лигатуры АМц40-10 . 1827 кг
Двойной лигатуры АМ50 . . . 1232 кг
Двойной лигатуры АМг10 . . 4686 кг
Всего............... 30505	кг
Расчет шихты из отходов своего производства
с применением первичных металлов и лигатур
Задано приготовить рабочий магниевый сплав марки МЛ5 с
номинальным составом: 8,5% А1, 0,5% Zn, 0,35% Мп, 0,002% Be,
остальное магний в количестве 1000 кг. Шихтовые материалы
следующего состава:
139
1)	первичный сплав МЛ5 состава: 8,3% А1, 0,40% Zn,
0,35% Мп;
2)	крупные отходы сплава МЛ5 состава: 8,5% А1, 0,55% Zn,
0,30% Мп и 0,001% Be;
3)	переплав литников сплава МЛ5 состава: 8,6% А1,
0,30% Zn, 0,25% Мп, 0,0015% Be;
4)	переплав стружки сплава МЛ5 состава: 8,0% А1, 0,5%
Zn, 0,28% Мп и 0,0008% Be.
Методика расчета
Шихта имеет следующий состав:
первичного сплава 30% (300 кг);
крупных отходов (1-го сорта) 25% (250 кг);
переплава стружки 25% (250 кг);
переплава литников (отходов 2-го сорта) 20% (200 кг).
В первую очередь рассчитывают металл, содержание кото-
рого в исходных материалах выше расчетного для данного
сплава. При рассмотрении исходных материалов видно, что
таким металлом является алюминий, содержание которого в
переплаве стружки равно 8,0% (при номинале для данного
сплава 8,7% А1).
Алюминий. Потребное количество алюминия будет:
1000-8’7 ^ 87 кг.
100
В первичном сплаве (300 кг) содержится алюминия
300'8|-- = 24,90 кг.
100
В крупных отходах (250 кг) содержится алюминия
250 - 8,5 = 2 1 25 кг.
100
В переплаве стружки (250 кг) содержится алюминия
250 ' 10,8 = 27,0 кг.
100
Всего в шихту вводится переплава литников
Ю000 — (300 + 250 + 250) = 200,0 кг.
В переплаве литников содержится алюминия
®11М_17,2кг.'
100
Всего в шихте алюминия
24,90 + 21,25 + 27,0 + 17,20 = 90,35 кг или в процентах к
общей шихте
90,35 . 100	9 рз5о^ алюминия.
1000
140
Как указано выше, расчетное количество алюминия в спла-
ве равно 8,7%, так как содержание алюминия в шихте превы-
шает требуемое по номиналу.
В таких случаях возможны два пути: либо изменение коли-
чества отдельных материалов при сохранении общей массы
шихты, либо производится подшихтовка чистыми металлами.
Предположим, что в данном случае необходимо иметь шихту
именно в количестве 1000 кг. Необходимо уменьшить количе-
ство того материала, в котором содержание алюминия выше
номинального. Таким материалом является переплав стружки.
Следовательно, необходимо заменить часть переплава стружки
чистым магнием. Определим эту часть.
Всего 1000 кг шихты должно содержать алюминия 87 кг.
Заданная вначале шихта содержит алюминия 90,35 кг.
Избыток алюминия в заданной шихте составит
90,35 — 87 = 3,35 кг.
Зная избыточное количество алюминия, можно определить,
на сколько потребуется уменьшить переплав стружки в шихте.
„ ,	1-10,8
С 1 кг переплава стружки вносится алюминия	=
= 0,108 кг.
Отсюда, чтобы уменьшить общее содержание алюминия на
3,35 кг, надо уменьшить количество переплава стружки на
3,35 q , А
——= 31,0 кг.
0,108
Учитывая, что при подшихтовке магнием потребуется вве-
дение лигатуры А1 — Mg — Мп (для введения марганца), с ко-
торой снова будет введено определенное количество алюминия,
изменим первоначальный состав шихты следующим образом:
первичного сплава 300 кг, т. е. 30%, свежих металлов и'лигатур
<лл	100-юо 1АП,
100 кг, или ------- = 10%.
юоо
Отходы остальные, в том числе:
крупных отходов 250 кг (25%);
переплава литников 200 кг (20%);
переплава стружки 150 кг (15%).
Как подсчитано выше, в сплаве должно быть алюминия
87 кг, а с учетом угара алюминия потребуется
87 ' 100 = 88,880 кг.
98
В шихте имеется алюминия (как подсчитано выше):
1)	в первичном сплаве 24,900 кг\
2)	в крупных отходах 21,250 кг\
3)	в переплаве литников 17,200 кг\
4)	в лигатуре алюминий — бериллий 0,283 кг\
5)	в лигатуре алюминий — магний — марганец 6,273 кг.
141
В переплаве стружки имеется алюминия
150 • 10,8 олл
------— = 16,200 кг.
юо
Всего в шихте алюминия
24,900 + 21,250 + 17,200 + 0,283 + 6,273 + 16,200 - 86,106 кг.
Требуется ввести в шихту чушкового алюминия
88,880-^86,106 - 2,774 кг.
Бериллий. Потребное количество бериллия в сплаве дол-.
жно быть
1000 • 0,002 л лп
----------= 0,02 кг.
юо
Наличие бериллия в шихте:
1)	в первичном сплаве — нет;
*2) в крупных отходах
250'0,001 = 0,0025 кг;
100
3) в переплаве литников
200 • 0,0015 л ЛЛоЛ
------’---= 0,0030 кг:
100
4) в переплаве стружки
150^0,0008 = 0 0()12
100
Итого бериллия в шихте
0,0025 + 0,0030 + 0,0012 = 0,0067 кг.
Потребуется ввести бериллия
0,02 — 0,0067 = 0,0133 кг.
При содержании бериллия в лигатуре 4,5% потребуется
ввести лигатуры
°-0133-"10. = 0,296 кг;
4,5
в том числе бериллия 0,0133 и алюминия:
0,296-0,0133 = 0,283 кг*.
Расчет бериллия производится по верхнему допустимому
пределу, поэтому угар его также не принимается во внимание.
Марганец. Общее количество марганца в сплаве должно
быть
* Ввиду малого количества алюминия угар его во внимание не прини-
мается.
142
Потери марганца при плавке принимаются в количестве
10%. Потребуется марганца всего с учетом угара
Наличие марганца в шихте:
1)	в первичном сплаве
300-0,35	, Лгп
------— = 1,050 кг;
100
j D у iinuiA. и1лидцл
250'0,30 = 0,750 кг;
100
3) в переплаве литников
” - °'32 = 0,640 кг-,
100
4) в переплаве стружки
15°.-°-г8 = 0,420 кг.
100
Итого в шихте имеется марганца
1,050 + 0,750 + 0,640 + 0,420 = 2,860 кг.
Требуется ввести марганца через лигатуру А1 — Mg—Мп
3,890 — 2,860= 1,030 кг.
Допустим, имеется тройная лигатура А1—Mg—Мп сле-
дующего состава: 67% А1, 22% Mg, 11% Мп.
Потребуется такой лигатуры
0:”-100 = 9,363 кг.
11
В лигатуре содержится алюминия
9,363 ’ 67 = 6,273 кг.
100
В лигатуре содержится магния
9,363 -22 ол~л
—-------= 2,060 кг.
100
Цинк. Потребное количество цинка в сплаве
1000 '°'50 = 5,00 кг,
100
а с учетом угара должно быть
5'И'10|)-5,102 кг.
143
В шихте имеется цинка:
1)	в первичном сплаве
2)	в крупных отходах
--50 • 0,55 = 1,375 кг;
100
3)	в переплаве литников
200 ’0,3 = л finn
юо
4)	в переплаве стружки
150 *0,5 л
------— = 0,750 кг.
100
Итого в шихте имеется цинка
1,200 + 1,375 + 0,600 + 0,750 = 3,925 кг.
Потребуется ввести чушкового цинка:
5,102 — 3,925= 1,177 кг.
Магний. Определяем процент содержания магния в сплавг:
100 — (8,7 4- 0,5 + 0,35 + 0,002) = 90,448 % = 90,45% .
Потребное количество магния в сплаве будет
1000= 904,500 кг.
100
С учетом угара (3%) магния потребуется
«4,500  100 =
97
Определяем количество магния в шихте (по разности):
1)	в первичном сплаве
300 — (1,050 + 1,200 + 24,900) = 272,850 кг;
2)	в крупных отходах
250 —(0,750 + 1,375 + 21,250) = 226,625 кг;
3)	в переплаве литников
200 — (0,640 + 0,600 + 17,200) = 181,560 кг;
4)	в переплаве стружки
150 — (0,420 + 0,750 + 16,200) = 132,630 кг;
5)	в лигатуре алюминий—магний — марганец содержится
магния 2,060 кг.
Всего магния в шихте:
272,850 4- 226,625 4- 181,560 4- 132,630 4- 2,060 = 815,725 кг.
Требуется ввести чушкового магния
932,475 — 815,725 = 116,750 кг.
144
Общая шихта рабочего сплава на 1000 кг будет состоять
из, кг:
Первичного сплава......... 300,0
Переплава и крупных отходов 250,0
Переппава литников ....... 200,0
Переплава стружки .........150,0
Чушкового цинка ............ 1,177
Чушкового алюминия.......... 2,774
Чушкового магния...........116,750
Лигатуры алюминий—бериллий 0,296
Лигатуры алюминий—магний—
марганец................... 9,363
Всего............... 1030,360
Приведенные выше примеры расчета шихты применяются в
случаях, когда потребуется строго выдержать расчетный состав
шихты. Практически при расчетах шихты сплавов допускаются
некоторые отклонения от номинального состава для облегчения
и ускорения расчета и не учитывается угар отдельных металлов
(например, магния, алюминия, цинка, меди, марганца), а бе-
рется средний процент угара.
§ 25. ПРИГОТОВЛЕНИЕ ЛИГАТУР
Лигатурами принято называть промежуточные сплавы, в
которых содержится максимальное количество легирующей до-
бавки. Лигатуры предназначаются для введения тугоплавких и
легкоплавких легкоокисляющихся и легкоиспаряющихся со-
ставляющих в сплав в процессе его приготовления. Они широко
применяются главным образом в производстве тех сплавов, ко-
торые обладают большой окисляемостью при температурах пе-
регрева. Например, при производстве сплавов на основе алюми-
ния и магния или специальных бронз и баббитов.
Применение лигатур дает возможность уменьшить угар дефи-
цитных легирующих металлов, а также избежать перегрева спла-
ва при плавке и, следовательно, повышенных потерь основного
металла.
Лигатура, содержащая один легирующий компонент, называ-
ется двойной, два — тройной и т. д.
Лигатуры должны иметь:
1)	минимальную температуру плавления;
2)	максимальное количество легирующего компонента;
3)	однородность по химическому составу;
4)	достаточную хрупкость для удобства дробления.
Количество легирующего компонента в лигатуре обусловли-
вается температурой плавления его. Чем выше температура плав-
ления легирующего компонента, тем меньше содержится его в ли-
гатуре.
Характеристика и составы основных лигатур приведены в
табл. 8.
Ю В. С. Юдкин
145
Лигатуры могут быть приготовлены следующими методами:
1)	непосредственным сплавлением двух или нескольких ме-
таллов;
2)	восстановлением легирующего компонента из его окислов;
3)	электролизом солей;
4)	сплавлением металла со сплавами солей и отдельными со-
лями или другими соединениями легирующих элементов с усло-
вием перевода легирующего элемента из его соединений в расплав;
5)	методом порошковой металлургии (смешением порош-
ков металлов и сплавов с последующим прессованием и при необ-
ходимости спеканием).
Наиболее распространены два первых метода.
Метод изготовления лигатур непосредственным сплавлением
компонентов имеет следующие четыре разновидности:
а)	исходные составляющие лигатуры плавятся раздельно и
смешиваются в жидком состоянии путем введения легкоплавкой
основы в тугоплавкую составляющую;
б)	исходные составляющие лигатуры плавятся раздельно и
смешиваются в жидком состоянии путем введения тугоплавкой
составляющей в легкоплавкую основу;
в)	в расплавленную легкоплавкую составляющую вводится
кусками тугоплавкая составляющая;
г)	в расплавленную тугоплавкую составляющую вводится кус-
ками легкоплавкая составляющая.
Метод непосредственного сплавления компонентов может
быть применим для приготовления большинства известных лига-
тур, применяемых при производстве сплавов на основе легких и
тяжелых цветных металлов.
Исходными материалами для приготовления лигатур являют-
ся, как правило, свежие металлы. Лигатуры могут быть приготов-
лены в любой промышленной плавильной печи, применяемой
для производства сплавов цветных металлов.
Лучшими печами для приготовления лигатур являются индук-
ционные печи. Эти печи дают возможность изготовлять лигатуры
высокого качества с наименьшими потерями составляющих.
В качестве рафинирующих средств могут быть использованы
обезвоженные хлористые соли цинка, марганца и других метал-
лов, а также хлор и другие газы, применяемые для дегазации в
производстве сплавов. Основными технологическими операциями
приготовления лигатур являются:
а)	приведение плавильного агрегата в рабочее состояние.
Тигель или ванна печи должны быть чистыми. В случае перехода
на приготовление другой марки лигатуры для избежания загряз-
нения ее другими металлами рекомендуется проводить переход-
ные промывные плавки;
б)	сплавление исходных составляющих;
в)	поддержание необходимого температурного режима;
г)	рафинирование расплава по установленной технологии;
146
Таблица 3
ХИМИЧЕСКИЙ СОСТАВ ЛИГАТУР
Марка	Химический состав		Темпера- тура плавле- ния °C	Марка	Химический состав		Темпе- ратура плавле- ния °C
	компо. нент	%			компо- нент	%	
AM	А1 Си	50 50	580	АМЖ	А1 Си Fe	70 20 10	830
	А1 Си	67 33	548				
				МСу	Си Sb	50 50	680
	А1 Си	40 60	648				
				ОНСу	Sn Ni Sb	60 10 30	—
АН	А1 Ni	80 20	780				
АМН	Al Си Ni	50 10 40	670	МФ1 (МФ2)	Си P	91,5—90 8,5—10	900 1020
				МФЗ	Си P	93—92,5 7—8,5	900 1020
	Al Si	85 15	640				
				—	Mg Zr	75—50 25-50	—
АК	Al Si	75 25	750				
				мн	Cu Ni	88—82 12-18	1050
	Al Si	50 50	1090				
					Cu Ni	86—80 14—20	1169
АКМн	Al Si Mn	83 10 7	—				
					Cu Ni	80—70 20—30	1200
АМц	Al Mn	90 10	780		Cu Ni	80-63 20—37	1250
	Al Mn	80 20	920	АМг	Al Mg	90 10	600
АММц	Al Си Mn	50 40 10	750	АМгМц	Al Mg Mn	70 20 10	580
АЖ	Al Fe	90 10	830	АБ	Al Be	97 3	800
	Al Fe	80 20	970	АБМг	Al Be Mg	72 3 25	800
10*
147
Продолжение табл. 8
Марка	Химический состав		Темпе- ратура плавле- ния °C	Марка	Химический состав		Темпе- ратура плав- ления °C
	компо- нент	%			компо- нент	%	
АБМг	А1 Be Ми	55 5 40	600	мк	Си Si	84 16	800
					Си I Si	75 25	1000
АТ	А1 Ti	96 4	1100				
				ММц	Си Мп	73 27	860
АМТ	Al Си Ti	83 14 3	650				
				МБ	Си Be	93-85 7—15	900
АМгТ	Al Mg Ti	79 18 3	• —	мж	Си Fe	90—95 5—10	1450
				МКд	Си Cd	72 28	900
АКб	Al Co	92 8	—				
				мк	Mg к	75 25	750
АККб	Al Si Co	81 12 7	720				
				МТо	Mg Th	70—90 30—10	—
МгМц	Mg Mn	90 10	780				
д)	разливка расплава по изложницам;
е)	маркировка каждой чушки или слитка отлитой лигатуры
соответствующим клеймом.
Приготовление лигатур методом восстановления
.Восстановительный метод получения лигатур по сравнению
с другими методами является более трудоемким и применяется
для производства лигатур, в состав которых входят металлы или
металлоиды с очень высокой температурой плавления и трудно-
растворимые в жидком состоянии (титан, молибден, стронций,
хром и др.). Такие лугатуры изготовить обычными методами не
представляется возможным.
В основу восстановительного метода изготовления лигатур
положена термическая реакция восстановления металла из его
окислов. Реакция восстановления металла из его окислов с не-
которым приближением подчиняется известному правилу Верте-
ло: из всех возможных химических реакций происходит та, при
148
которой выделяется наибольшее количество теплоты. По количе-
ству выделяющегося при окислении тепла судят о сродстве данно-
го металла к кислороду. Элементы промышленных металлов
можно расположить в ряд по убывающей степени сродства к кис-
лороду:	кальций — магний — литий — стронций — марганец —
цинк — фосфор — железо — никель — сурьма — олово — медь.
Каждый предыдущий элемент этого ряда является восстановите-
лем (раскислителем) последующего элемента, например при при-
готовлении лигатур алюминий — титан. Шихта составляется из
расчета 5% Ti в лигатуре.
Исходными материалами для приготовления лигатуры явля-
ются 50% окиси титана, 50% криолита и алюминий из расчета
7 кг на 1 кг массы окиси титана. Окись титана и криолит применя-
ют в смешанном сухом и размельченном состоянии. Алюминий
служит сильным раскислителем всех последующих элементов:
циркония, титана, кремния, натрия, марганца и т. д.
Для приготовления лигатур с тугоплавкими компонентами,
применяемых в производстве сплавов цветных металлов, в качест-
ве восстановителя применяют алюминий. Реакции востановления
металлов из их окислов аллюминием называются алюмотермичес-
кими реакциями, например:
3TiO2 + 4А1 = 2А12О3 + 3Ti + 460,5 Мдж (110000 ккал).
Теплота, выделяющаяся при образовании AI2O3, превосходит
теплоту окисления большинства других металлов, которые рас-
положены в ряду металлов, по сродству к кислороду. Поэтому
алюминий будет восстанавливать металл из всех тех окислов, ко-
торые образуются по реакции с выделением меньшего количества
теплоты. На этой особенности алюминия и основан алюмотерми-
ческий метод получения лигатур.
Лигатуры Al — Ti, Al — Сг, Al — Mo, Al — W, Al — V, Al — Ce
и др. могут быть приготовлены алюмотермическим методом, для
этого в расплавленный алюминий вводят окислы Сг2О3, МоО2 или
МоО3, WO3, V2O3 и т. д. Бор вводится в виде смеси борной кисло-
ты с криолитом. Некоторые алюминиевые лигатуры могут быть
получены из хлористых соединений, например лигатуры А1 — Со,
А1 — Сг, А1 — Мп получают введением в расплавленный алюми-
ний СоС12, СгС13, МпС12.
Приготовление лигатуры ведется в графитовых тиглях при
температурах 1300—1500° С с хорошей газовой вытяжкой.
Порядок загрузки шихтовых материалов и ведения плавки
следующий. В подготовленный тигель загружают алюминий и
под слоем криолита нагревают его до 1000—1200° С. В расплав-
ленный алюминий присаживают небольшими порциями смесь
окиси титана с криолитом. Загрузку смеси окиси титана с криоли-
том производят с помощью трубки, вставленной через отверстие
в дне тигля, находящейся в перевернутом виде над тиглем с ших-
той. Содержимое тигля тщательно перемешивается графитовой
149
мешалкой. При этом между составляющими шихты происходи!
химическое взаимодействие по уравнениям:
2TiO2 + 2Na3AlFe = 2Na2TiFe + Na2O + А12О3,
2Na2TiFe + 8AI - 4NaF + 4F2 + 2TiAI4.
После введения всей смеси и окончания реакции второй тигель
с трубкой удаляют, расплав тщательно перемешивают, снимают
шлак при температурах 850—900° С и разливают по изложницам
слоем не толще 25 мм.
Приготовление флюсовых, лигатур (сплавов солей)
Флюсовые лигатуры нашли широкое применение для введения
циркония в алюминиевые и магниевые сплавы по сравнению с
другими методами введения циркония в легкие сплавы (напри-
мер, при помощи металлических лигатур или при помощи фтор-
цирконита калия). Флюсовый метод является наиболее эффектив-
ным и экономически целесообразным. Флюсовые циркониевые
лигатуры готовят на основе фторцирконата калия в комбина-
ции с хлористыми и фтористыми солями щелочных и щелочнозе-
мельных металлов. Наилучшие результаты легирования легких
сплавов цирконием обеспечиваются флюсовой лигатурой следую-
щего состава: 66% K2ZrF6, 26% LiCl, 8% CaF2.
По данным А. А. Лебедева и А. Д. Никитиной, легирование
легких сплавов флюсовой циркониевой лигатурой позволяет (по
сравнению с другими методами): 1) снизить температуру рас-
плава при легировании магниевых сплавов до 800° вместо
900—920° С, алюминиевых сплавов до 750—760° С вместо
1000° С; 2) значительно снизить безвозвратные потери металла;
3) повысить растворение циркония в сплаве приблизительно
в два раза; 4) получить более стабильное содержание циркония
в сплаве; 5) значительно упростить технологический процесс
приготовления сплава; 6) при легировании алюминиевых спла-
вов исключается попадание интерметаллических соединений
алюминия с цирконием.
Флюсовые циркониевые лигатуры готовят по следующей тех-
нологической схеме: вначале в плавильную печь загружаются рас-
плавляют хлористый литий, расплав перегревают до темпера-
туры 700—750° С и выдерживают его при этой температуре до
прекращения бурления. В расплавленный хлористый литий за-
гружают фтористый кальций (флюоритовый концентрат). После
полного растворения флюоритового концентрата расплав пере-
гревают до температуры 650—700° С и вводят в него определен-
ными порциями в несколько приемов фторцирконат калия.
Расплав доводят до температуры, разливки, тщательно переме-
шивают и разливают в хорошо очищенные и прогретые излож-
ницы. Затвердевшая флюсовая лигатура размалывается в ша-
ровой мельнице или в бегунах. Полученная флюсовая лигатура
обладает хорошей однородностью и малой гигроскопичностью.
150
Г л а в a VII
МЕТОДЫ ПЛАВКИ
И ПЛАВИЛЬНОЕ
ОБОРУДОВАНИЕ
Плавкой сплава называют комплекс физико-химических про-
цессов, происходящих в результате взаимодействия компо-
нентов шихтовых-материалов под воздействием высоких темпе-
ратур в плавильных печах.
§ 26.	КЛАССИФИКАЦИЯ МЕТОДОВ ПЛАВКИ
В зависимости от конструкции плавильных печей и рода
энергии в литейном производстве различают следующие основ-
ные методы плавки цветных металлов и сплавов:
а)	в тигельных горновых печах, работающих на твердом,
жидком и газообразном видах топлива;
в)	в пламенных печах ванного типа, работающих на жидком
и газообразном видах топлива с прямым обогревом и подачей
газа на шихту и расплав;
г)	в дуговых электрических печах;
д)	в электрических печах сопротивления с металлическими
и неметаллическими нагревателями;
е)	в индукционных электрических печах;
ж)	в электроннолучевых установках.
Выбор и применение того или иного метода плавки зависят
от объема производства, характера, свойств и назначения спла-
ва парка плавильно-литейного оборудования и оборудования
металлообрабатывающих цехов, обеспеченности производства
электроэнергией, топливом и других факторов. Кроме того,
необходимо учитывать следующие требования, которым должны
удовлетворять методы плавки обычных промышленных цветных
металлов и сплавов при современном уровне технического
прогресса.
Плавка должна обеспечивать получение качественного рас-
плава с минимальными потерями металла; минимальную про-
должительность и высокую производительность; минимальный
расход топлива или электроэнергии, футеровочных и других
151
материалов на единицу расплавленной шихты; наибольшую
экономичность производства сплава; гигиеничность, легкость и
простоту в обслуживании плавильного агрегата и т. д.
§ 27.	ТИГЕЛЬНАЯ ГОРНОВАЯ ПЛАВКА
Тигельная горновая плавка цветных металлов и сплавов
имеет следующие достоинства:
1)	большую маневренность при изготовлении небольших от-
ливок и переходе от одной марки сплава к другой;
2)	возможность применения различных методов дегазации,
рафинирования и модифицирования металлов и сплавов;
3)	минимальную поверхность соприкосновения с печными
газами;
4)	небольшой угар металла.
К недостаткам плавильных печей тигельного типа относятся:
1)	неудобство разливки металла, заключающееся в том, что
тигли приходится вынимать из печи, металл зачерпывать раз-
ливной ложкой (в случае стационарных тиглей), что удлиняет
процесс разливки и ухудшает качество металла;
2)	форсунки или горелки для сжигания топлива расположе-
ны в нижней части печи, что может привести к взрыву, если из
тигля металл попадает к факелу горения топлива;
3)	малая емкость, невысокая производительность, большой
расход топлива (20—25% нефти и 50—60% кокса от массы ме-
талла) и низкий к. п. д. (7—15%);
4)	нестабильность и необходимость постоянного регулирова-
ния температуры, давления и атмосферы рабочего пространства
по составу газов.
Тигельная горновая плавка на коксе и мазуте (наиболее
старый метод плавления цветных металлов и сплавов) в на-
стоящее время имеет ограниченное применение.
Тигельная горновая газовая плавка намного совершеннее
и рациональнее, чем тигельная коксовая и мазутная плавка.
Газовые горны проще обслуживать, так как горелки у них легко
регулируются и у каждого горна их можно поставить в боль-
шем количестве. Газообразное топливо не образует золы при
сжигании и обеспечивает довольно высокую температуру в печи
и желаемую атмосферу.
По устройству и принципу работы газовые тигельные печи
могут быть: стационарными и поворотными; подпольными и на-
польными; нерекуперативными и рекуперативными.
Газовые тигельные горны могут быть однотигельными и мно-
готигельными. Наибольшее применение нашли однотигельные и
двухтигельные газовые горны.
Газовые горны работают с подводом воздуха низкого
[1,5 кн!м2 (до 150 мм вод. ст.)] и среднего [4—5 кн/м2 (400—
500 мм вод. ст.)] давления.
152
При применении высококалорийных газов и рекуператоров,
а также нескольких форсунок газовые горны развивают относи-
тельно высокую температуру (до 1600°С).
Метод горновой топливной тигельной плавки находит приме-
нение в литейных цехах небольшого масштаба производства
для плавки почти всех цветных металлов и их сплавов, а также
для изготовления отливок или слитков различного состава, так
как тигельную печь легко перевести с плавки одного сплава на
плавку другого.
Метод горновой топливной плавки за последнее время в на-
шей стране теряет свое значение и вытесняется плавкой в печах
с электронагревом.
На рис. 27, 28 и 29 приведены примеры конструкций тигель-
ных топливных печей.
В табл. 9 даны соответствующие технические характеристики
тигельных топливных печей.
Основные конструктивные элементы тигельных топливных
горнов следующие: шахта горна, выложенная огнеупорным ма-
Таблица 9
ТЕХНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ НЕКОТОРЫХ ТОПЛИВНЫХ НЕФТЯНЫХ
И ГАЗОВЫХ ТИГЕ.ЬНЫХ ПЛАВИЛЬНЫХ ПЕЧЕЙ
	Марка печи				
Показатели	ПТП-0,18	ПГП-0,25	РТС-0,30	РТС-0,15	СПТП-0,35
Тип печи 	 Емкость тигеля, ш . Производится ьность, кг/ч 	 Расход условного топ- лива, кг/кг сплава в час	 Расход воздуха, м3/ч Угар металла, % . . Габариты, мм: длина 	 ширина	 высота над уров- нем пола . . . высота общая Назначение		Плави однотиг повор 0,18 120 15-20 400 0,5—1,5 1240 1000 1080 1080 Для п алюми спл;	[льная 'ельная отная 0.25 150 12,5— 25,0 500 0,5—1,5 1300 1000 1350 1350 [лавки ниевых а вов	Разда- точная двухти- гельная стацио- нарная 0,30 20-30 250 0,5-1,5 2100 1150 480 1000 Для пс алюми спл;	Разда- точная одноти- гельная стацио- нарная 0,15 15-20 200 0,5—1,5 1300 1150 480 1000 ►догрева ниевых а вов	Плавильная тигельная стационар- ная 0,35 120 20—30 или 1,9— 2,1 м3/кг жидкого металла -250 2,5—3,5 Для плавки магниевых сплавов
153
Рис. 27. Поворотная тигельная печь для плавки медных
сплавов |[3]:
1 — тигель; 2 — крышка; 3 — газоход
320	--- 650
590
Рис. 28. Печь с металлическим тиглем [3]:
1 — кожух; 2 — тигель; 3 — привод наклона печи
154
териалом, топливосжигающие устройства (топка — для коксо-
вого горна, форсунки— для горна, работающего на жидком
топливе, горелки—для горна, работающего на газообразном
топливе) и тигель, в котором
При плавке цветных ме-
плавится шихта.
таллов и сплавов в тигель-
ных печах применяют раз-
личные типы тиглей: графи-
товые— для плавки медных
и алюминиевых сплавов, чу-
гунные— для плавки алю-
миниевых, оловянных, свин-
цовых и других сплавов,
стальные — для плавки маг-
ниевых сплавов.
Графитовые тигли изго-
товляют из смеси, состоящей
из измельченного кокса, ти-
гельного боя и графита.
Форма и размеры тиглей,
подставок и крышек к ним
определяются в зависимо-
сти от их условной емкости
по ГОСТ 3782—54.
Размеры чугунных и
стальных плавильных тиглей
зависят от габаритов и кон-
струкции тигельных горнов.
§ 28. ПЛАВКА В
ОТРАЖАТЕЛЬНЫХ ПЕЧАХ
Рис. 29. Газовая тигельная печь для
плавки магниевых сплавов [3]:
1 — кожух печи; 2 - плоский кирпич;
3 — фасонный кирпич; 4 — стальной
литой тигель; 5 — ось смотрового ок-
на; 6 — магнезитовая смесь; 7 — бо-
ров печи; 8 — ось форсунки
Отражательной плавиль-
ной печью называется такая
печь, в которой плавка ме-
таллов и дальнейший ее пе-
регрев осуществляются не-
посредственно под действи-
ем тепла сжигаемого топлива и отраженного сводом и стенками
печи. Печи этого типа могут работать на жидком, газообразном и
пылевидном топливе.
Для плавки цветных металлов и сплавов отражательные
пламенные печи имеют емкость от 150 кг до 100 т.
Отражательные печи строят двух типов: с открытым и закры-
тым пламенем. В печах первого типа пламя от сжигания топли-
ва из топливосжигающих устройств направляется непосредствен-
но в рабочее пространство печи и передача тепла расплавляемой
шихте происходит лучеиспусканием, тогда как в печах второго
155
типа пламя от сжигания топлива поступает в жаропрочные ме-
таллические трубы, нагревает их до температуры порядка
1100—1200° С и тепло от раскаленных труб радиацией передает-
ся расплавленному металлу.
В печах второго типа сплав менее загрязняется неметалличе-
скими включениями, особенно газовыми. Угар металла в этих
печах незначительный. К недостаткам этих печей следует отне-
сти следующие: 1) усложненная конструкция печи; 2) не обес-
печивается необходимый нагрев металла, так как он ограничи-
вается температурой не выше 800° С; 3) пониженный к. п. д. печи
(такой же, как и в тиглях); 4) потребность r дорогостоящих жа-
ропрочных трубах; 5) усложняется уход за печью (чистка труб);
Рис. 30. Отражательная печь для плавки меди и медных сплавов [3]
6) удорожается стоимость получения жидкого металла.
Эти недостатки ограничивают широкое промышленное при-
менение этих печей.
Наибольшее промышленное распространение нашли отража-
тельные топливные печи с открытым пламенем. Печи этого типа
могут быть двух разновидностей: стационарные и наклоняю-
щиеся.
Из стационарных печей металл вычерпывают ковшом через
боковое отверстие или выливают через летку, которая распола-
гается в самом низком месте подины или переливается при по-
мощи сифона или насоса. Из наклоняющейся печи металл вы-
пускают через летку, которая располагается против загрузочного
окна печи, т. е. в середине боковой стенки.
Отражательные пламенные печи ванного типа используются
в тех случаях, когда требуется обеспечить высокую производи-
тельность литейного цеха или получить за одну плавку большое
количество жидкого металла.
В настоящее время отражательные пламенные печи ванного
типа емкостью от 1 до 25—30 т нашли большое применение в
156
2М
от
Рис. 31. Отражательная печь для
плавки алюминиевых сплавов [5]

о
Рис. 33. Отражательная газовая
печь для плавки магниевых спла-
вов [3]
литейных цехах как слиткового, так и фасонного литья алюми-
ниевых сплавов. Печи этого типа также применяют и для плавки
других цветных металлов и их сплавов.
Однако следует отметить, что для плавки медноцинковых
сплавов отражательные пламенные печи нерентабельны вслед-
ствие усиленного выгорания цинка. Для плавки магниевых спла-
вов применяют отражательные пламенные печи ванного типа ем-
костью до 12 т.
Любая отражательная пламенная плавильная печь независи-
мо от расплавляемого металла или сплава состоит из следую-
щих основных конструктивных узлов: фундамента, каркаса, фу-
теровки и источника тепла.
В литейных цехах по производству литых изделий из цветных
металлов и их сплавов используют различные конструкции от-
ражательных пламенных плавильных печей.
В настоящее время в литейных цехах слиткового литья алю-
миниевых и магниевых сплавов отражательные печи нашли ши-
рокое применение в комплексе плавильно-литейного агрегата.
Этот агрегат включает в себя плавильную печь, миксер и литей-
ную машину для литья слитков. Принципиальная схема такого
агрегата приведена на рис. 32. Емкость миксера в данном случае
предусматривается равной или больше емкости плавильной печи.
Для алюминиевых сплавов агрегатные плавильные печи и
миксеры изготовляют емкостью 25—30 т, а для магниевых спла-
вов 6—12 т.
160
На рис. 30—34 приведены некоторые конструкции плавиль-
ных пламенных печей, применяемые для плавки цветных метал-
лов и сплавов.
Преимущества и недостатки отражательных
пламенных печей с открытым пламенем
।
Основными преимуществами отражательных пламенных пла-
вильных печей являются следующие: 1) высокая производитель-
ность; 2) возможность использования крупногабаритных отхо-
дов сплавов; 3) получение одновременно большого количества
жидкого металла (большая емкость); 4) быстрота плавки;
5) простота обслуживания; 6) возможность механизированной
загрузки шихты; 7) длительная работа без ремонта (до 6 меся-
цев и более).
Недостатки этих печей: 1) трудность получения сплава, со-
держащего минимальное количество газов, вследствие контакта
расплава с продуктами сгорания топлива; 2) повышенный угар
металла и расход топлива; 3) местной перегрев металла; 4) труд-
ность перехода от плавки одного сплава к плавке другого;
5) весьма длительный цикл сушки новой футеровки печи;
6) трудность тщательного перемешивания расплава.
Техническая характеристика пламенных отражательных пе-
чей приведена в табл. 10.
§ 29. ПЛАВКА В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ЦЕЧАХ
Плавка в электрических печах — наиболее прогрессивный ме-
тод плавки металлов и сплавов. По сравнению с методами плав-
ки в топливных печах метод плавку в электрических печах обла-
дает следующими основными преимуществами: 1) возможностью
получения весьма высоких температур (5000° С и выше); 2) про-
стотой регулирования мощности и, следовательно, температуры
печи; 3) отсутствием воздействия печных газов на поверхность
металла; 4) возможностью производить нагрев в любой газовой
среде, а также в вакууме; 5) возможностью быстрого расплав-
ления и перегрева металла и, следовательно, обеспечения высо-
кой производительности печи; 6) минимальным угаром металла;
7) высоким коэффициентом полезного действия печи; 8) возмож-
ностью получения высококачественного сплава, с минимальной
степенью загрязненности неметаллическими включениями;
9) компактностью, чистотой, удобством обслуживания.
Широкому производственному применению плавильных элек-
трических печей обычно препятствует высокая стоимость, а в не-
которых случаях и дефицитность электроэнергии.
При электрическом методе плавки нагрев и плавление ших-
товых материалов производится благодаря преобразованию
электрической энергии в тепловую.
11 В. С. Юдкин
g	Таблица 10
ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ НЕКОТОРЫХ ОТРАЖАТЕЛЬНЫХ ПЕЧЕЙ ДЛЯ ПЛАВКИ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
Показатели	Для плавки алюминиевых сплавов						Для плавки магние- вых сплавов	
	[НОП-1	НОП-2	ноп-з	НОП-7	НОП-12	соп-зо	НОП-15	СОП-1 2
Емкость печи, т		1,0	2,0	3,0	7,0	12,0	30,0	1,5	12,0
Объем плавильной ванны, м9 . .	0,45	0,8	1,1	2,8	5,0	—	—	—
Площадь зеркала ванны, м2 . .	3,0	3,5	3,35	7,0	10,8	—	—	12,0
Угар металла, %			—	—	—	—	—	—	4-6	—
Расход мазута, кг/ч		50	‘ 90	80	100	140	—	—	—
Расход воздуха, м9/ч 		590	1000	1000	1200	1750	—	—	—
Давление воздуха, кн/м2 (мм вод. ст)		2	з (200—300)	4—5 (400—500)	4 (400)	4—5 (400—500)	8(800)			—		
Средняя производительность, кг/ч Габаритные размеры, м:	400	800	500*	800*	—	—	400	•—
длина 		—	—	6,0	8,0	9,0	—	—	—
ширина 		—	—	2,5	3,5	6,0	—	—	—
высота над уровнем пола	—	—	2,0	3,5	3,7	—	—	—
высота общая		—	—	3,5	4,5	5,0	—	—	—
* Для переплава стружки.								
В настоящее время известны следующие три способа превра-
щения электрической энергии в тепловую.
а)	Способ электросопротивления. Сущность этого способа
превращения электрической энергии в тепловую основан на спо-
собности материала, через который пропускают электрический
ток, сопротивляться его прохождению, в результате чего в мате-
риале — проводнике выделяется тепло, которое по закону Джоу-
ля— Ленца пропорционально квадрату силы тока (/2), сопро-
тивлению проводника (/?) и времени прохождения тока (т), т. е.
Q = 0,24/2/?т дж(кал).	(18)
Превращенная таким образом электрическая энергия в теп-
ловую используется или для непосредственного нагрева (прямой
нагрев) материала (проводника), через который пропускается
электрический ток, или тепловая энергия, полученная от превра-
щения электрической энергии в специально нагревательных эле-
ментах электросопротивления, передается способом излучения
другим изделиям, подлежащим нагреву (косвенный нагрев).
б)	Индукционный способ. Этот способ превращения электри-
ческой энергии в тепловую основан на том, что материал, поме-
щенный в переменное магнитное или электрическое поле, нагре-
вается индуктируемыми в нем токами.
в)	Способ электрической дуги. Этот способ превращения
электрической энергии в тепловую основан на возникновении
горящей электрической дуги в газообразной среде.
Электрическая дуга, образуемая между электродом и нагре-
ваемым материалом (прямой нагрев) или между электродами
(косвенный нагрев), представляет собой одну из разновидностей
газового разряда.
В зависимости от способа преобразования электрической
энергии в тепловую плавка цветных металлов и сплавов в элек-
трических печах имеет следующие разновидности: 1) плавка в
дуговых печах; 2) плавка в печах сопротивления; 3) .плавка в
индукционных печах; 4) плавка электронным лучом.
Плавка в дуговых электропечах
Этот вид плавки характеризуется весьма высокой температу-
рой нагрева (выше 3000° С), позволяющей нагревать и расплав-
лять шихту с большой скоростью.
Электродуговой метод плавки имеет две разновидности: ме-
тод плавки прямым нагревом (с зависимой дугой) и метод плав-
ки косвенным нагревом (с независимой дугой). Электродуговой
метод прямым нагревом находит применение для плавки метал-
лов и сплавов с высокой температурой плавления, например для
плавки титана и его сплавов. Для плавки металлов и сплавов с
низкой температурой плавления этот метод не применяется во
избежание больших безвозвратных потерь (угара) металлов.
11*	163
СП
Рис. 35. Дуговая электрическая печь типа ДМК [13]:
1 — электроды; 2 — загрузочное окно
Электродуговой метод плавки косвенным нагревом применя-
ется для плавки некоторых сплавов на основе меди. Хорошо за-
рекомендовали себя для этой цели печи типа ДМК. Принцип
действия электродуговой качающейся печи представлен на
рис. 35. Печь состоит из кожуха, футерованного огнеупорным
кирпичом. Дуга образуется между двумя горизонтально распо-
ложенными электродами; металл, загруженный на подину печи,
Рис. 36. Дуговая электрическая печь типа ДМ-0.25А и ДМ-0.5А [13]:
1 — механизм качания печи; 2 — кабель гибкий; 3 — механизм передвижения элек-
трода; 4 — кожух, 5 — экономайзер (только для печи ДМ 0.5А); 6 — электрододер-
жатель; 7 — электрод диаметром 125 мм; 8 — механизм передвижения электрода;
9 — футеровка
плавится под действием тепла, излучаемого дугой. Печи малой
емкости качают рукой. Качание печи большой емкости произво-
дится с помощью механического привода. Выпускаемые отечест-
венной промышленностью электродуговые печи с косвенным на-
гревом марок ДМ-0,25А и ДМ-0,95А (рис. 36) аналогичны печам
ДМК, но они отличаются большей мощностью. Восьмигранное
сечение барабана и внутренней полости (футеровки) устраняет
«мертвые» пространства в торцовых углах ванны и улучшает
прогрев шихты. В печи типа ДМ-0,ЗА установлен экономайзер
(левый или правый) — полый стальной цилиндр, разделенный
на две полости перегородкой, по обе стороны которой ввернуты
165
два штуцера. Экономайзер предназначен для отвода тепла от
каркаса в том месте, где электрод входит в каркас, что уменьша-
ет возможность прогара каркаса, т. е. увеличивает срок его
службы.
Технические характеристики дуговых печей приведены в
табл. 11.
Таблица 11
НЕКОТОРЫЕ ТЕХНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ДУГОВЫХ ПЕЧЕЙ
ДЛЯ ПЛАВКИ МЕДНЫХ СПЛАВОВ
Показатели	Тип печи			
	ДМК-0,1	ДМК-0,25	ДМК-0,5	ДМК-1,0
Емкость печи, т . . .	0,1	0,25	0,5	1,0
Допускаемая перегруз- ка, % 		50	20	20	20
Мощность трансфор- матора, ква		125	175	250	400
Напряжение низкой стороны, в 		100	100	НО	ПО
Максимальная сила тока низкой стороны, а	1250	1750	2300	3640
Диаметр графитного электрода, мм ....	75	75	100	150
Диаметр плавильного пространства, мм . .	480	500	700	830
Длина рабочего про- странства, мм ....	600	840	1100	1140
Глубина ванны, мм	120	150	190	235
Продолжительность плавки, мин		30—40	35—45	40—50	60
Расход энергии на 1 т, кет • ч		425	325	300	240
Средняя продолжитель- ность службы футеров- ки (число плавок) . .	300	400	500	500
Расход электродов на 1 т металла, кг . . .	До 3,5	3,5	3,5	3,0
Расход воды, м*/ч . .	2	2,5	3,0	5,0
Ход электродов, мм .	375	375	590	650
Размер загрузочного окна, мм 		270x220	270x220	400x250	360X 270
Масса металлической конструкции, кг . . .	1200	1250	1800	2420
Площадь печи в пла- не, мм 		2940X1400	3180x1400	3970х1650	4520х1800
Наибольшая высота над полом, мм ....	1400	1400	1505	1620
166
Плавка в печах сопротивления
Этот метод плавки может осуществляться в электропечах со-
противления тигельного и ванного типа с металлическими и неме-
таллическими нагревателями. Наибольшее промышленное при-
менение нашли печи с металлическими нагревателями.
Рис. 37. Тигельная электропечь [3]	CAT [3]
Метод плавки в тигельных электрических печах сопротивле-
ния находит применение для небольших по объему количеств
цветных металлов и сплавов с температурой нагрева до 1000—
1500° С в зависимости от материала нагревателя и конструкции
печи. Верхний предел температуры нагрева обеспечивают печи
сопротивления с неметаллическими нагревателями.
167
В качестве металлических нагревателей в тигельных электри-
ческих печах сопротивления для плавки цветных металлов с тем-
пературой нагрева до 1000° С применяют лучшие сорта нихрома,
фехраль и молибден.
Из промышленных конструкций электрических тигельных пе-
чей сопротивления с металлическими нагревателями для плавки
Рис. 39. Печи сопротивления:
а — стационарная САК; б — наклоняющаяся САН
цветных металлов и сплавов с температурой нагрева расплава
до 1000° С применяют печи, приведенные на рис. 37, 38.
Эти печи состоят из железного кожуха, футерованного огне-
упорным кирпичом, электронагревателей в виде спиралей или
лент, укрепленных на стенках при помощи специальных фасон-
ных кирпичей, и тигля для плавки шихты. Недостаток этих пе-
чей, ограничивающий их применение, заключается в сравнитель-
на
но медленном нагреве шихты, а также в ограниченной темпера-
туре максимального нагрева, что снижает их маневренность и не
позволяет осуществлять в них скоростные плавки большого веса
и плавку металлов с высокой температурой плавления.
Плавка и нагрев в тигельных печах электросопротивления с
металлическими нагревателями наибольшее применение имеют
в производстве литья из алюминиевых и магниевых сплавов.
Тигельные электропечи сопротивления с неметаллическими
нагревателями обеспечивают более быстрый нагрев и плавление
шихты. Они просты в наладке и эксплуатации. К числу недостат-
ков этих печей относятся: ограниченность веса плавки, постоян-
ное подгорание и частый выход из строя электроконтактов, обу-
словливающие недостаточную стабильность электрического и
температурно-скоростного режима работы печи, трудность осу-
ществления защиты шихты и расплава от окисления, а также
контроля и регулирования температуры нагрева при плавлении.
В качестве нагревателей для печей рассматриваемого типа
применяют уголь, графит, криптол (графитизированный кокс) и
силит, основой которого служит карборунд.
В зависимости от рода нагревателя тигельные электрические
печи сопротивления с неметаллическими нагревателями подраз-
деляются на криптоловые, контактные и силитовые. Печи этого
типа для плавки обычных промышленных цветных металлов и
сплавов имеют весьма ограниченное промышленное применение.
Метод плавки в печах электросопротивления подового типа
используется преимущественно в производстве алюминиевого
литья.
Для плавки алюминия и его сплавов в отечественной промыш-
ленности применяют стационарные печи сопротивления САК ем-
костью 150—250 кг и поворотные печи САН емкостью 300—
10000 кг.
На рис. 39 приведены конструкции плавильных печей электро-
сопротивления подового типа.
Печь САК (рис. 39, а) имеет плавильную камеру с загрузоч-
ным окном и металлосборник с раздаточным окном. Из стацио-
нарных печей металл для разливки вычерпывают специальными
ковшами или ложками.
Печь САН (рис. 39, б) обычно состоит из двух камер предва-
рительного нагрева с наклонными подами и одного металло-
сборника.
При приготовлении сплавов из чистых исходных металлов на-
клонные поды и камеры предварительного нагрева могут отсут-
ствовать. При необходимости отделения жидкого металла от за-
грязнений окислами или от посторонних деталей из тугоплавких
сплавов (при переплавке лома) плавка ведется на наклонных
подах; при этом расплавленный металл стекает в металлосбор-
ник, а оставшиеся пленки окислов или стальные детали выгреба-
ются через рабочие окна.
169
ТЕХНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ЭЛЕКТРОПЕЧЕЙ
Показатели	Тигельные									
	поворотные			стационарные						
	CAT			ОКБ		CAT				
	0,15	0,25	0,5	230	75	0, 15	0,25	0,5	0.3 (ПК-90)	0.5 (ПК-120)
Емкость печи, m Мощность холод-	0,15	0,25	0,5	0,2	0,5	0,15	0,25	0,5	0,3	0,5
но го хода, кет . Мощность горя-	40	60	80	60	90	40	60	80	90	120
чего хода, кет . Максимальная температура на- грева элементов,	41	62	83	62	93	41	62	83	90	124
°C	 Максимальная температура ме-	1000	1000	1000	1000	1000	1000	1000	1000	1000	1000
талла, °C ... . Часовая произво-	800	800	800	800	850	800	800	800	850	850
дительность, кг .	55	85	125	—	—	55	85	125	125	150
Время плавки, ч Расход энергии,	2,5—3	2,5- 3	3,5— 4	—	—	2,5- 3	3,0— 3	3,5- 4,0	2— 2,55	2,5— 3
кет ч 		550	550	430	—	—	550	550	430	510	600
Число фаз . . . Габариты, м\	1/3	3	3	3	3	3	3	3	3	3
длина ....	1,75	1,87	2,0	—	—	2,0	2,20	2,43	3,44	3,94
ширина . . .	1,34	1,44	1,59	—	—	1,20	1,30	1,50	2,74	3,10
общая высота высота	до	2,30	2,38	2,62	—	—	2,09	2,05	2,34	2,80	3,16
уровня пола . Масса металлур- гической конст-	—	—	—	—	—	0,96	0,76	1,04	2,30	2,66
рукции, т . . .	0,060	1,170	1,570	—	—	0,610	0,830	1,120	5,200	7,100
Температура металлических нагревателей электросопротивле-
ния, которые укладывают в своде, а иногда также и у боковых
стенок печи, около 1000° С, а максимальная температура нагрева
металла 850° С.
Печи САК и САН выдерживают без ремонта до 500 плавок.
Угар металла в них незначительный (1,5%), но расход электро-
энергии относительно большой — в печи САК 600—800 кет • ч, а
в печи САН 500—650 кет • ч на 1 т металла, так как металл в
них нагревается только сверху.
170
СОПРОТИВЛЕНИЯ ДЛЯ ПЛАВКИ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Таблица 12
	Камерные									
	поворотные						стационарные			
	САН				САМ		САК		А-300	С АС-9
	1 ,0 (ОКБ-2100)	1,5	2,0	3,0	0,5	1 ,о	0,15	0,25		
	1,0	1,5	2,0	3,0	0,5	1,0	0,15	0,25	7,0	9,0
	180	240	300	400	120	180	40	80	300	570
	186	247	310	414	124	183	41	83	—	—
	1000	1000	1000	1000	1200	1200	1000	1000	900	850
	850	850	850	850	825	825	850	850	—	—
	225	350	500	650	125	125	50	75	1000	900
	3—3,5	3,5—4	3,5—4	4—4,5	—	8,0	2,0— 2,5	2,5—3	8	—
	600	600	600	550	—	720	650	600	—	—
	3	3	3	3	3	3	1/3	3	—	—
	5,44	6,50	—	—	2/4	3,34	2,07	2,64	—	—
	3,10	3,10	—	—	2,74	2,74	1,78	2,26	—	—
	3,16	3,16	—	—	2,80	2,80	—	2,06	—	—
	2,66	2,66	—	—	2,30	2,30	—	—	—	—
	6,8- 8,6	9,5	8,6— 11,2	22,35	4,100	4,830	1,300	1,970	—	—
Техническая характеристика плавильных печей сопротивле-
ния приведена в табл. 12.
Плавка в индукционных печах
Метод плавки в индукционных печах имеет две разновидно-
сти:
1) плавка в индукционных печах без магнитопровода и
2) плавка в индукционных печах с магнитопроводом.
171
Индукционные печи без магнитопровода работают на элек-
трическом токе высокой и низкой частоты. Печи малой емкости
работают на ламповых или искровых генераторах с частотой по-
рядка 300 кгц (табл. 13).
Таблица 13
ГЕНЕРАТОРЫ С РАЗЛИЧНОЙ ЧАСТОТОЙ ТОКА В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ЕМКОСТИ ПЕЧИ
Емкость печи, кг	Частота, кгц	Тип генератора	К. п. д., %
До 50 51—250 251—500	300—100 1—2 2—1	Ламповый Машинный J Машинный ( Ионный	До 70 > 75 Более 75 До 93
501—1000	1—0,5	f Машинный 1 Ионный	» 85 > 93
Печи большой емкости питаются током от генераторов с ча-
стотой 500—10000 гц, а также могут работать на токе промыш-
ленной частоты (50 гц). Минимальное значение частоты тока
для расплавления металла можно определить по формуле
О»)
где fmin — минимальная частота, гц\
р — удельное электросопротивление металла, олс/слс3;
d — диаметр садки, см.
Из формулы следует, что частота тока зависит от диаметра
садки и удельного электросопротивления металла. Чем меньше
диаметр садки и больше удельное электросопротивление метал-
ла, тем должна быть больше частота питающего тока.
Метод плавки в индукционных высокочастотных плавильных
печах без магнитопровода — наиболее технически совершенный
и обладает следующими преимуществами:
1)	универсальностью использования;
2)	быстротой плавления и небольшой продолжительностью
всего цикла плавки;
3)	возможностью ведения процесса плавки при максимально
возможных высоких температурах;
4)	возможностью получения однородных и чистых металлов и
сплавов, что обеспечивается движением металла в печи под
влиянием электродинамических усилий;
5)	малым угаром компонентов сплава, что обусловливается
отсутствием газовой печной атмосферы и нагревом металла из-
нутри;
6)	возможностью создания в печи любой атмосферы и ва-
куума;
172
7)	простой и удобной формой плавильного пространства пе-
чи (цилиндр или усеченный конус);
8)	простотой изготовления футеровки (тигля) печи;
9)	возможностью полной очистки (если это необходимо) пла-
вильного тигля от расплава после каждой плавки;
10)	компактностью печи и малой занимаемой ею площадью;
11)	высоким к. п. д. печи;
12)	несложной, легко осуществляемой в широком диапазоне
регулировкой мощности и температуры печи;
13)	более легкими и гигиеничными условиями труда.
К недостаткам индукционных бесканальных печей высокой
частоты следует отнести следующие: а) дорогое и сложное обо-
рудование печи; б) более низкий к. п. д. всего комплекта печного
агрегата; в) не обеспечивается достаточный прогрев шлакового
покрова ванны, в результате чего ухудшаются условия для веде-
ния процесса рафинирования расплава;
4)	бурное перемешивание жидкого металла, вследствие чего
имеет место замешивание в металл окислов и флюсов;
5)	малая стойкость футеровки, особенно с возрастанием ем-
кости тиглей;
6)	для обслуживания печного агрегата требуется более высо-
кая квалификация обслуживающего персонала;
7)	относительно малая емкость, так как с увеличением диа-
метра тиглей резко возрастает продолжительность плавки и сни-
жается к. п. д. печи.
Индукционная электрическая печь без магнитопровода, ра-
ботающая на электрическом токе высокой частоты (рис. 40),
представляет собой многовитковый водоохлаждаемый индук-
тор 1 с внутренней огнеупорной футеровкой в виде вставного
тигля 2, в который загружают предназначенную для плавки ших-
ту 3. При прохождении по индуктору переменного тока образу-
ется электромагнитное поле, силовые линии которого пронизы-
вают футеровку (тигель) и шихту и, если они электропроводны,
наводят в них индукционные токи Фуко, обусловливающие тем-
пературный эффект. Интенсивность наведения индукционных
токов и соответствующие им поверхностные эффекты зависят от
глубины проникновения токов в материалы футеровок (тиглей)
и садки, а также связаны со степенью частоты индукционного
тока и магнитной проницаемости материалов и садок. Глубина
проникновения индукционных токов в садки и футеровки при
проведении плавки металлов и сплавов может быть рассчитана
по формуле	___
6 = 50,3 |/ -Н-,	(20)
где 6 — глубина проникновения, см;
р—удельное электросопротивление нагреваемого металла,
ом • мм2!м\
173
jx—магнитная проницаемость материала (для магнитных
тел ц = 1);
f — частота питающего тока.
Таким образом, по принципу действия индукционная бессер-
дечниковая печь подобна воздушному трансформатору без маг-
нитопровода, у которого первичной обмоткой служит катушка в
рис. 40. Принципиальные схемы электрической индукционной плавильной печи без маг-
нитопровода (а) и соединения основных элементов индукционной печи без магнитопро-
вода (б) [13]:
/ — индуктор; 2 — тигель; 3 — шихта; 4 — защитный покров; 5 — генератор; 6 — глав-
ный контактор; 7 — переключатель числа витков; 8 — конденсаторная батарея с кон-
такторами для подключения емкости в процессе плавки
виде индуктора, а вторичной — тигель и шихта, если они элек-
тропроводки, или только тигель или только шихта, если электро-
проводным будет тигель и неэлектропроводной шихта, и наоборот.
В случае применения тиглей из электропроводного материала
индукционные токи и тепловой эффект от их действия возникают
в основном не в шихте, если даже она и электропроводка, а в
металле тигля, так как тигель расположен ближе к индуктору,
чем шихта, и является по отношению к ней поглотительным экра-
174
ном индукционных токов. Это экранирование улучшает (в 1,5—
2 раза) к. п. д. печей.
В комплект индукционного электроплавильного агрегата без
магнитопровода входят электрическая установка и плавильная
часть. Электрическая установка состоит из генератора, предна-
значенного для преобразования частоты тока и напряжения;
батареи конденсаторов, предназначенной для накопления боль-
ших емкостей; регулирующих, предохранительных и измеритель-
ных приборов и приспособлений. Плавильная часть агрегата
состоит из медного полого водоохлаждаемого индуктора, кото-
рый подключается к источнику электрического тока, и плавиль-
ного тигля, который изготовляется обычно набивкой непосредст-
венно в самой печи из кислых, основных или нейтральных огне-
упорных масс.
Плавка в индукционных электрических печах без магнитопро-
вода промышленной частоты. Этот метод наибольшее примене-
ние нашел в производстве алюминиевых и магниевых сплавов.
По сравнению с высокочастотным индукционным методом плав-
ки плавка в индукционных электрических печах без магнитопро-
вода промышленной частоты отличается простотой оборудова-
ния, так как в этом случае не требуется преобразователь элек-
трического тока.
Индукционные электрические печи без магнитопровода про-
мышленной частоты изготовляются с металлическими тиглями
(стальным или чугунным). Металлические тигли являются вто-
ричной обмоткой. В них наводится индуктивный ток максималь-
ной плотности, и они нагреваются до значительно большей тем-
пературы, чем загруженная в них шихта. Таким образом, металл
нагревается теплом, излучаемым от тигля. Первичной обмрткой
служит индуктор.
На рис. 41 приведена индукционная тигельная печь промыш-
ленной частоты НПА для плавки алюмиениевых сплавов. Печь
состоит из чугунного тигля 4, многовиткового двухрядного ин-
дуктора 2, изготовленного из профилированной алюминиевой
трубки. Индуктор служит первичной обмоткой. Между индукто-
ром и тиглем расположены изоляционное кольцо 3 и огнеупор-
ная футеровка 5. Печь установлена в каркасе /, вместе с кото-
рым она поворачивается вокруг оси 7, а при необходимости —
вокруг оси 6 для слива расплавленного металла и очистки тигля.
На рис. 42 приведена конструкция индукционной электриче-
ской печи без магнитопровода промышленной частоты для плав-
ки магниевых сплавов (НПМ). Эта печь имеет стальной тигель /
и индуктор 2. Печь стационарная, металл разливают, зачерпы-
вая разливными ковшами или вынимая тигель с расплавом.
При работе на индукционных печах без магнитопровода не-
обходимо соблюдать следующие основные правила по подбору
оптимальных размеров кусков шихты, загружаемой в плавиль-
ные тигли:
175
1.	Размер кусков должен обеспечивать наиболее плотную их
загрузку в плавильный тигель, а также соответствовать частоте
тока данной печи, так как для различных частот индукционного
тока существуют оптимальные размеры кусков шихты, при ко-
торых процесс нагрева и расплавления металла протекает наи-
более благоприятно. Чем выше частота тока, тем мельче должны
быть куски шихты. При работе на частотах тока 500—1000 гц
Рис. 41. Индукционная тигельная печь
промышленной частоты ИПА для плавки
алюминиевых сплавов [14]:
I — каркас; 2 — индуктор; 3 — изоляци-
онное кольцо; 4 — чугунный тигель; 5 —
огнеупорная футеровка; 6 — ось; 7 — ось
для сплава металла и очистки тигля
спирали будут потери на
шихта из очень мелких ма-
териалов (типа стружки или
тонкой проволоки, тонкой
листовой высечки, особенно,
если они нарезаны на куски,
окислены и дают плохой
контакт) будет плохо нагре-
ваться вследствие недоста-
точной тепловой энергии, по-
лучаемой в кусках с малым
поперечным сечением. Вме:
сте с тем в малых печах (ем-
костью до 50 кг), питаемых
от ламповых генераторов то-
ком высокой частоты, не
следует применять очень
крупные куски во избежание
образования в верхней части
тигля «мостов», нависших
над расплавом.
2.	Шихту следует загру-
жать на высоту спирали ин-
дуктора, так как в случае
выхода шихты за пределы
охлаждение нагреваемого ме-
талла.
3.	Куски шихты по возможности следует укладывать в тигель
концентрическими кольцами, параллельными виткам катушки;
если шихта состоит из плоских кусков, то их следует размещать
в горизонтальной плоскости, т. е. перпендикулярно оси тигля.
При этом 2/3 высоты тигля в зоне наибольшего магнитного пото-
ка заполняют более плотно, а верхнюю часть загрузки не уплот-
няют, что дает возможность в процессе плавки свободно осажи-
вать шихту. В первую очередь в центральную зону тигля
загружают шихту в виде чушек и слитков, которые по своим
размерам не требуют разрезки на части. Не допускается загруз-
ка чушек и слитков враспор, так как это может привести к раз-
рушению тигля при плавке.
4.	При загрузке отходов в печь с переносным тиглем надо
следить, чтобы кусочки шихты не упали в зазор между тиглем и
индуктором, так как замыкание может привести к аварии.
176
Рис. 42. Индукционная поворотная тигельная печь для плавки магниевых
сплавов [14]:
1 — стальной алитированный тигель; 2 — крышка; 3 —> индуктор; 4 — магни-
топровод; 5 — каркас; б — тепловая изоляция; 7 — пята
177
5.	Не следует загружать шихту в несколько приемов, так как
это удлиняет общее время плавки вследствие необходимости на-
страивать печь заново при каждом добавлении шихты.
Техническая характеристика индукционных электрических
печей без магнитопровода промышленной частоты приведена в
табл.14.
Таблица 14
ТЕХНИЧЕСКАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА КАНАЛЬНЫХ ИНДУКЦИОННЫХ ТИГЕЛЬНЫХ
ПЕЧЕЙ БЕЗ МАГНИТОПРОВОДА ПРОМЫШЛЕННОЙ ЧАСТОТЫ
Показатели	Марка печи					
	для медных сплавов		для нике- левых сплавов	для алюминиевых и магниевых сплавов		
	ИО-5 2	ИО-102	ИН-3000	ИПА-250	ИПА-500	ИПМ-350
Мощность, кет 	 Мощность конденсаторной ба- тареи, квар		 Мощность	трансформатора, квар	 Мощность электродвигателя (генератора), кет 	 Напряжение, в	.... Частота тока, гц 	 Частота тока на индукторе печи, гц 	 Емкость тигля, кг 	 Время плавки в горячих тиг- лях, мин 	 Производительность печи, кг/ч К-п. д., %	 Удельный расход электроэнер- гии, квт-ч/т 	 Размеры печи, м (длина, ши- рина, высота) 	 * Номинальное напряжение.	50 60 380 50 2500 60 60 60 93	100 125 380 50 2500 150 75 120 93	912 1300 1075* 50 50 3000 100 1800	70 190 380 50 50 250 НО 136 70 450 1,5х х2,0х Х1,6	120 320 380 50 50 500 НО 273 75 400 1,5х х2,0х Х2.0	100 420 380 50 50 350 100 210 83 450 1,25х х1,25х X 1,5
Плавка в индукционных печах промышленной частоты с маг-
нитопроводом. Наибольшее промышленное применение имеют
печи с закрытым каналом. Пеци этого типа питаются от электри-
ческой сети напряжением 380 в и частотой 50 гц. По принципу
действия индукционная низкочастотная печь представляет собой
трансформатор, у которого первичная обмотка в виде спирали
178
намотана на стальной сердечник, замурована в печи, а вторич-
ная представляет собой замкнутое кольцо расплавленного ме-
талла. На рис. 43 представлена принципиальная схема действия
индукционной низкочастотной плавильной печи с железным сер-
дечником. Переменный электромагнитный поток создается пер-
вичной обмоткой 5 в замкнутой магнитной цепи (сердечнике 6);
расплав 4, находящийся в кольцевом канале, служит одновре-
менно и нагрузкой и вторичной обмоткой, через которую прохо-
дит большой ток низкого напря-
жения. Ток, индуктирующийся в
металле, нагревает его и создает
циркуляцию металла, которая ус-
коряет процесс расплавления ме-
талла в шахте 1 и производит ин-
тенсивное перемешивание.
Для получения высокого к. п. д.
печи необходимо, чтобы металли-
ческое кольцо (металл в канале)
обладало повышенным сопротив-
лением и пересекалось магнитным
потоком большой плотности.
Для непрерывной работы низ-
кочастотной печи с магнитопро-
водом (с железным сердечником)
необходимо, чтобы вторичный
контур печи был замкнут. Поэто-
му при разливке в печи оставля-
ют некоторое количество жидкого
металла, достаточное для запол-
нения канала, т. е. для замыка-
Рис. 43. Схематический разрез
ндукционной канальной печи
%ля плавки алюминиевых спла-
вов [5]:
1 — камера; 2 — огнеупорная
футеровка; 3 — тепловая изо-
ляция; 4 — плавильный канал;
5 — первичная обмотка; 6
магнитный сердечникj
ния вторичного контура.
Низкочастотная индукционная
печь — наиболее совершенный
плавильный агрегат. Эти печи могут применяться почти для всех
цветных металлов и сплавов. Для плавки каждого сплава тре-
буется выбрать соответствующую конструкцию и сечение кана-
ла, а также подобрать соответствующий состав футеровки. Осо-
бенности этих печей заключаются в следующем.
1. Высокий тепловой и электрический коэффициент полезного
действия.
2.	Экономичность: а) малый расход энергии (около
450 квт*ч) \ б) длительная работа без ремонта; в) высокая про-
изводительность (быстрота плавки); г) минимальный угар ме-
талла. Если принять стоимость плавки одной тонны металла в
индукционных печах за 1, то в электрических печах сопротивле-
ния она составит около 2,5, а в мазутных печах достигнет 8.
3.	Возможность рафинирования металла в печи.
4.	Высокое качество металла с минимальной пористостью.
12*
179
5.	Относительно небольшие габариты и простота конструкции
как самой печи, так и сопутствующего электрооборудования.
6.	Удобство обслуживания.
7.	Возможность автоматического регулирования температу-
ры металла в печи.
Недостатки низкочастотных индукционных печей следующие:
1. Сложность изготовления футеровки печи.
2.	Наличие каналов в нижней части ванны, что усложняет
выполнение футеровки и требует аккуратной загрузки печи чуш-
ковым металлом.
3.	Тяжелые условия работы футеровки канальной части
печи.
4.	Низкая температура шлака, так как шлак во всех индук-
ционных печах нагревается только от тепла, передаваемого по-
верхностью металла.
5.	Трудности пуска и смены марки выплавляемого сплава,
вызывающие необходимость в непрерывном нагреве «болота»,
т. е. при пуске печи в работу требуется наличие жидкого металла
для замыкания вторичного контура магнитопровода. В связи с
этим возможность полной смены расплавленного металла у этих
печей ограничивается.
6.	Невозможность наблюдать за процессами в канале.
7.	Относительно малая емкость, так как с увеличением диа-
метра тигля резко возрастает продолжительность плавки и сни-
жается к. п. д. печи.
Низкочастотные индукционные печи в настоящее время явля-
ются основными плавильными агрегатами для плавки сплавов
на медной основе (латуней, бронз, томпаков) и чистой меди. Ин-
дукционные печи для плавки медных сплавов изготовляют двух
типов — ИЛО и ИЛТ с различным расположением и формой кана-
лов, а также с различным числом фаз и различным количеством
каналов на фазу.
Емкость и мощность печи, а также число фаз и число кана-
лов на фазу выбирают в соответствии с особенностями металла
и сплава, а также производственной программой и массой отли-
ваемого литого изделия.
Индукционные печи ИЛО-0,75 и ИЛТ-1,5 (рис. 44) состоят из
верхнего сварного кожуха цилиндрической или эллиптической
формы с футерованной шахтой 1 и из однофазной или трехфаз-
ной индукционной единицы 2. Индукционная единица, в свою
очередь, состоит из литого кожуха со специальной набивкой и
вертикальными каналами 3 прямоугольного сечения (по два па-
раллельных канала на фазу), магнитопровода 4 с отъемным яр-
мом и водоохлаждаемого индуктора 5, выполненного из медной
полой профилированной трубки. На печах имеется вентиляцион-
ная установка 6 для охлаждения канальной части футеровки.
Загрузку печей производят через верхнее отверстие, закрывае-
мо
мое крышкой 7. Печи снабжены механизмом 8 с плунжерами для
поворота печи. Металл сливается при наклоне печи через слив-
ной носок 9.
Рис. 44. Индукционные печи с железным сердечником для плавки медных
сплавов [14]:
а — МЛО-0,75; б — ИЛТ-1,5
Печи ИЛТ-3, ИЛТ-5 и ИЛТ-15 (рис. 45) в отличие от печей
ИЛО-0,75 и ИЛТ-1,5 имеют кожух барабанного типа и несколь-
ко однофазных или одну трехфазную индукционные единицы.
Для загрузки шихты печи ИЛТ-5 и ИЛТ-15 снабжены механиз-
мом 8. В печи ИЛТ-15 установлено шесть съемных индукционных
единиц, каждая из которых питается от своего однофазного сту-
181
Таблица 15
характеристика электрических ИНДУКЦИОННЫХ печей с магнитопроводом промышленной частоты
Показатели	Тип печей									
	ИЛО-0,75	ИЛТ-1,5	ИЛТ-3	ИЛТ-5	ИЛТ-15	ИЦ-20	ИЦ-40	ИА-0,5	ИА-1	ИА-6
Емкость, т: полезная 	 каналов с болотом . . . полная 	 Допустимая перегрузка, т . Мощность трансформатора, ква	 Число фаз	 Частота, гц		 Номинальное напряжение, в Коэффициент мощности coscp*2: без компенсации .... с компенсацией 	 Рабочая температура, °C . . Мощность холостого хода, кет Удельный расход электро- энергии*1, квт-ч/т .... Время расплавления*2, мин Расчетная производитель- ность*2, т/ч	 Расход охлаждающей воды, м3/ч	 Давление воды, Мн'м2 (ат) Масса печи без металла, т Ф1 Данные уточняются при зака:	0,75 0,3 1,05 0,25 400 1 50 350 0,66 1,0 1200 25 200 35 125 0,45 0,2(2) 6,5 ie печи. ♦* ,	1,5 0,95 2,45 1000 3 50 500 0,66 0,95 1200 55 200 24 3,75 1,5 0,25 (2,5) 13,0 Данные, пр	3,0 2,5 5,5 2,0 1000 3 50 500 0,65 0,95 1200 80 200 50 3,5 1,5 0,25(2,51 26,5 иведенные ,	5,0 3,0 8,0 2,0 1000 3 50 500 0,66 1,0 1200 100 200 60*1 5*1 1,5 0,25 (2,5) 38,5 для латуни	15,0 5,0 20,0 2400 3 50 500 0,66 1,0 1200 200 200 90 10 3,75 0,1 (1,0) 45 Л62. ♦* Рас	20,0 20,0 360 3 50 220/380 0,6 0,95 500 40 110 2,0 9000*3 30 ход воздуха	40,0 40,0 2000 3 50 500 0,63 1,0 500 80 100 15,5 14000*3 50	0,5 0,3 0,8 180 1 50 450 0,4 0,98 700 22 450 40 0,25 0,230 0,2(2) 6	1,0 	*i 	*i *1 1 50 500 	*i _*i 700 	*1 450 50 0,5	6,0 3,0 9,0 1000 3 50 1000 0,23 0,98 700 100 450 100 1,7 17 0,2(2) 44
пенчатого трансформатора, обеспечивающего пусковой и рабо-
чий режимы. При выходе из строя какой-либо индукционной еди-
ницы ее заменяют другой, заранее подготовленной и на-
гретой.
Техническая характеристика индукционных электрических
печей с магнитопроводом промышленной частоты приведена в
табл. 15.
4	5	3
Рис. 45. Индукционная печь ИЛТ-15 [14]:
1 — футеровка печи: 2 — индукционные единицы; 3 — каналы; 4 — маг-
нитопровод; 5 — индуктор; 6 — вентиляционная установка; 7 — к*рышка;
8 — механизм для загрузки шихты в печь
§ 30. ПЛАВКА В ВАКУУМНЫХ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПЕЧАХ
Развитие новой техники невозможно без соответствующих
новых материалов с различными свойствами, способных надеж-
но работать в самых разнообразных условиях — от глубокого
холода до температуры в несколько тысяч градусов, при стати-
ческих, ударных и вибрационных нагрузках, под действием
агрессивных жидкостей и газов, радиоактивного излучения и рез-
кого изменения температур и т. п. Эти материалы преимущест-
венно изготовляют из тугоплавких материалов и их сплавов. На-
пример, из сплавов на основе никеля, титана и др.
Высокая химическая активность многих тугоплавких метал-
лов и их сплавов затрудняет получение из них качественных ли-
тых изделий в обычных условиях. Поэтому литые изделия из хи-
мически активных тугоплавких металлов и сплавов производят
183
в печах с применением глубокого вакуума или нейтральной (ар-
гонной) атмосферы, а также используют специальные методы ра-
финирующего электрошлакового или электроннолучевого пере-
плава и т. д. Применение современных вакуумных печей совер-
шенной технологии производства изделий из высокореактивных
тугоплавких металлов и сплавов дает возможность исключить
взаимодействие металла с газами окружающей среды, позволяет
очистить расплавы от большинства находящихся в них твердых
и газовых неметаллических примесей за счет более полного про-
текания процесса рафинирования и в конечном итоге получить
изделие с заранее заданными свойствами.
Обычные плавильно-литейные установки, применяемые для
плавки и литья химически активных тугоплавких металлов и
сплавов, могут быть разделены по признаку трансформации на
следующие две группы: индукционные и электродуговые.
Плавка и литье в индукционных печах
Плавка и литье в индукционных печах может применяться как
при производстве слитков, так и при литье фасонных отливок.
Индукционные печи являются удобными агрегатами для приго-
товления достаточно перегретого металла при изготовлении фа-
сонных отливок. На них достижима практически любая степень
перегрева без применения особо мощного электрооборудования.
Индукционные печи сравнительно просты в эксплуатации, при-
годны для переработки литейных отходов и лома. Имеется два
типа индукционных печей: с внешним и внутренним расположе-
нием индуктора относительно вакуумной плавильной камеры.
Внутреннее расположение индуктора обеспечивает большую
жесткость плавильного тигля и в известной мере повышает его
стойкость.
При внешнем расположении индуктора имеется возможность
регулировать процесс плавления различных порций шихты путем
перемещения индуктора относительно тигля и осуществлять
донную разливку металла.
Значительным недостатком индукционных печей является
низкая стойкость плавильных тиглей. Пока еще не найдены та-
кие огнеупорные материалы, которые не взаимодействовали бы с
расплавленными тугоплавкими металлами и обладали бы при
высоких температурах достаточной прочностью.
Плавку ведут обычно в графитовом или в охлаждаемом водой
медном тигле, стенки которого защищены от воздействия рас-
плавленного металла слоем (настылью) твердого сплава, обра-
зовавшегося в результате интенсивного отвода тепла охлаждаю-
щей водой. Такой процесс называется плавкой в настыле или
гарниссаже.
Применение тиглей, изготовленных из графита, при литье ти-
184
вакууме исполь-
индуктором для
печь ВНИИЭТО
может служить
10
8 7
//
Рис. 46. Схема вакуумной установки
ВНИИЭТО [14]
тана приводит к повышению содержания углерода до 0,7—1,2%.
Из-за низких пластических свойств такие отливки имеют очень
узкую область применения. При литье хрома в
зуют тигли из двуокиси циркония.
Примером индукционной печи с наружным
плавки тугоплавких металлов
(рис. 46).
Эта установка состоит
из двух узлов: плавиль-
ной камеры и заливочной
камеры. Плавильная ка-
мера представляет собой
вертикальный цилиндр 3
из кварцевого стекла
диаметром 250 мм, высо-
той 800 мм. При помощи
резиновых уплотнений 2
и 6 кварцевая труба со-
единяется снизу с зали-
вочной камерой 1 и свер-
ху с патрубком 11 для от-
качки воздуха. Патрубок
закрывается съемной
крышкой 7, на которой
установлены дозаторы 10,
мешалка 9 и смотровое
окно 8. Тигель устанавли-
вается в плавильной ка-
мере на штоке 4, который
может перемещаться при
помощи реечного меха-
низма Десятивитковый
индуктор 5 изготовляется
из медной трубки сечени-
ем 16 X 1,6 мм, его внут-
ренний диаметр 270 мм,
длина 940 мм. Заливоч-
ная камера изготовлена
из нержавеющей стали,
внутри камеры располо-
жен поворотный вал с
корзинкой 12, служащей
креплением для тигля при заливке форм, после того как тигель
с расплавленным металлом опустится на штоке.
Вакуумная система состоит из двух насосов: форвакуумного
ВН-6Г и бустерного БН-1500. Кроме того, имеются специальные
приспособления для замера давления в установке и для пуска
инертных газов.

185
Плавка и литье в электродуговых вакуумных печах
По принципу действия современные электродуговые вакуум-
ные плавильно-литейные установки делятся на следующие разно-
видности: в зависимости от рода электрода — на установки с рас-
ходуемым и нерасходуемым электродом, в зависимости от конст-
рукции тиглей — на установки с металлическим (медным) водо-
охлаждаемым тиглем (изложницей) и графитовым тиглем с раз-
ливкой металла из тигля в форму в вакууме. Во всех дуговых
плавильно-литейных установках плавление тугоплавких метал-
лов и сплавов осуществляется за счет тепла электрической дуги,
поддерживаемой между расплавом и электродом. Характерной
особенностью производства литых заготовок в электродуговых
вакуумных печах с водоохлаждаемым металлическим тиглем-
изложницей является непрерывное наплавление жидкого метал-
ла и последующее непрерывное и направленное послойное за-
твердевание его снизу вверх, что обеспечивает получение плот-
ной литой заготовки. Для улучшения технологии электродуговой
вакуумной плавки в современных электродуговых печах преду-
сматривается дополнительное продольное постоянное магнитное
поле на уровне горения электрической дуги. Магнитное поле соз-
дается с помощью соленоида, который устанавливается снаружи
водоохлаждаемого металлического тигля-изложницы. Это маг-
нитное поле дает возможность надежно управлять дугой и стаби-
лизировать ее горение в вакууме. Кроме того, магнитное поле,
создаваемое соленоидом, создает дополнительное интенсивное
перемешивание жидкой ванны в результате вращения последней,
что способствует получению литых заготовок с более однород-
ным химическим составом.
Применение соленоида особенно необходимо при производст-
ве литых заготовок в печах с нерасходуемым электродом, харак-
теризующихся нестабильной электрической дугой. Стабилизация
электрической дуги мощностью 200—300 кет достигается магнит-
ным полем в 2000—2500 а]м. Соленоид обычно состоит из 200—
300 витков медного провода сечением 1,5 мм2 и питается током
5—10 а.
Плавка и литье в электродуговыхвакуумных
печах с нерасходуемым электродом. Печи такого
типа работают на постоянном токе. Значительным преимущест-
вом такого метода получения литых заготовок из тугоплавких
металлов и сплавов с высокой химической активностью является
его простота и отсутствие необходимости в изготовлении дорого-
стоящих прессованных электродов, что существенно сказывается
на себестоимости литой заготовки.
В качестве материала для изготовления нерасходуемых элек-
тродов используют вольфрам или графит. Нерасходуемые элек-
троды из вольфрама используют в небольших электродуговых
вакуумных печах, а нерасходуемые электроды из графита ис-
186
пользуют в крупных печах, которые работают на токе большой
силы.
При производстве литых изделий в печах с нерасходуемыми
электродами не исключена возможность загрязнения литого ме-
Рис. 47. Схема вакуумной дуго-
вой печи с нерасходуемым
электродом [5]:
/ — медный охлаждаемый водой
поддон; 2 — рубашка (из немаг-
нитного материала) для охлажде-
ния изложницы; 3 —'медная из-
ложница; 4 — соленоид; 5 — фла-
нец для подключения форвакуум-
ного насоса; 6 — бустерный насос;
7 — автоматический весовой доза-
тор; 8 — бункер для легирующих
добавок; 9 — бункер для губки;
10 — механизм подачи электрода;
11 — вакуумное подвижное уплот-
нение; 12 — смотровое окно; 13 —
крышка; 14 — медный охлаждае-
мый водой электрододержатель;
15 — графитовый электрод; 16 —
генератор постоянного тока
талла или сплава материалом электрода, что весьма нежелатель-
но, особенно для тех сплавов, где эти примеси являются вредны-
ми. Примером могут служить литые заготовки титана и его
сплавов.
На рис. 47 приведена принципиальная схема вакуумно-дуго-
вой печи с нерасходуемым электродом для плавки титана и его
сплавов. В подобных печах можно получать слитки диаметром
400—500 мм. Использование в данном случае графитовых элек-
тродов вследствие их сгорания приводит к загрязнению, в ре-
187
зультате чего пластичность и вязкость литого металла или спла-
ва снижаются и значительно ухудшается свариваемость. Необхо-
димость максимального снижения науглероживания требует обя-
зательного соблюдения мер предосторожности. При хорошо на-
лаженном технологическом процессе и строгом соблюдении всех
правил эксплуатации плавильно-литейной установки можно по-
лучать литые заготовки из титана и его сплава с содержанием
0,05—0,20% С. Для постоянного производства титана и его спла-
вов с содержанием углерода ниже 0,10% требуется чрезвычай-
но тщательное соблюдение определенных технологических тре-
бований.
Метод производства литых заготовок в дуговых вакуумных
печах с нерасходуемыми электродами не позволяет использовать
отходы производства, а также дозировать легирующие присадки
в сплав, так как механизм питания печи шихтой необеспечивает
равномерной ее подачи. Печи данного типа по сравнению с уста-
новками с расходуемым электродом мало производительны. Их
производительность не превышает 25% производительности пла-
вильно-литейных установок с расходуемым электродом.
Плавка и литье в электродуговых вакуумных
печах с расходуемым электродом. Этот метод плав-
ки и литья тугоплавких металлов и сплавов наиболее перспекти-
вен. Он устраняет почти все недостатки предыдущего метода.
При этом литые заготовки в процессе их производства не загряз-
няются посторонними примесями, так как состав расходуемого
электрода одинаков с составом расплава. Благодаря большой
глубине зоны расплавления и двойной переплавке значительно
повышается однородность химического состава литой заготовки
и качество ее поверхности, а также до минимума снижается газо-
насыщенность и твердость металла или сплава.
В настоящее время электродуговые вакуумные печи широко
используются в производстве слитковых заготовок из титана и его
сплавов.
Промышленное производство слитков титановых сплавов ос-
новано на применении двойного вакуумного переплава. При этом
первый переплав ведется чаще всего на прессованном расходуе-
мом электроде и имеет целью рафинирование расплава от водо-
рода и предварительное смешивание легирующих компонентов
сплава, а второй переплав ведется на расходуемом электроде,
которым служит слиток первого переплава. Второй переплав име-
ет целью получение качественного слитка для последующей его
обработки давлением. Дегазация при втором переплаве имеет
второстепенное значение. Поэтому второй переплав может вес-
тись и в вакууме и в среде инертных газов или электрошлаковым
способом. Вторая плавка в среде инертных газов улучшает пита-
ние усадки металлом при кристаллизации и, следовательно, спо-
собствует уменьшению усадочной и газовой пористости и повы-
шению плотности слитка.
188
Технологический цикл двойного переплава может осуществ-
ляться либо в двух отдельных печах (первый переплав в одной
установке, второй переплав в другой установке), либо в одной пе-
чи специальной конструкции, позволяющей совместить техноло-
гические процессы первого и второго переплава.
На рис. 48 приведена схема обычной электродуговой вакуум-
ной печи с расходуемым электродом. Процесс плавки в данном
Рис. 48. Схема вакуумно-дуговой печи
с расходуемым электродом [5]:
/ — медный охлаждаемый водой под-
дон; 2 — медная охлаждаемая водой
изложница; 3 — соленоид; 4 — па«
плавленный слиток; 5 — расходуемый
электрод; 6 — медный охлаждаемый
водой электрододержатель; 7 — смот-
ровое окно; 8 — подвод тока к элек-
трододержателю; 9 — механизм пере-
движения электрода; 10 — вакуумное
подвижное уплотнение; И — фланец
для подключения к бустерному и фор-
камерному насосам; 12 — генератор
постоянного тока
случае совмещается с процессом кристаллизации. Установка ра-
ботает на постоянном токе, причем расходуемый электрод служит
катодом. Сила тока зависит от величины поперечного сечения
слитка и колеблется в пределах от 5000 до 35000 а при напряже-
нии 27—35 в. Например, для слитка диаметром 305 мм сила тока
составляет 6000—12000 а, а для слитков диаметром 510—610 мм
она колеблется в пределах 15000—35000 а.
189
Средняя скорость плавки определяется силой тока и почти не
зависит от диаметра слитка. По данным А. Л. Андреева [16, с.
266—273], она колеблется в среднем от 4 до 8 кг/мин соответст-
венно при силе тока от 6000 до 12000 а.
Технология производства слитков из титановых сплавов в ва-
куумных дуговых печах с расходуемым электродом сводится к
следующему. Основной шихтой для производства слитков из ти-
тановых сплавов служит губчатый титан. Допускается использо-
вание отходов того же сплава не более 10—30% от веса шихты
при условии предварительной очистки от окалины, органических
примесей и удаления слоя, насыщенного кислородом. Все леги-
рующие добавки вводят в сплавы в расчетном количестве при
прессовании расходуемых электродов. Хром и ванадий вводят в
виде соответствующих двойных лигатур (60% Сг и 40% А1;
45% V и 55% А1). Алюминий вводят в виде кусочков алюминия
марки А1.
Внутреннюю поверхность электродуговой плавильно-литей-
ной вакуумной установки перед установкой в нее электрода тща-
тельно очищают от влаги и хлористого магния и продувают су-
хим сжатым воздухом. Первый и второй переплавы ведут в ва-
кууме под давлением 13,33—26,66 н!м2 (0,1—0,2 мм рт. ст.) с ра-
ботающим насосом и вымораживателем. Основной шихтой для
первого переплава является электрод, прессованный из титановой
губки, отходов титановых сплавов и легирующих компонентов.
Плавка ведется по строго установленному режиму. Например,,
для слитка диаметром 245 мм плавка ведется по следующему
режиму: сила тока 5000—6000 а, напряжение на дуге 30—35 в.
Для зажигания дуги электрод опускают до соприкосновения
с поддоном и быстро поднимают вверх до установления необхо-
димого режима. После этого электрод все время плавно подается
вниз до полного израсходования. Расход электрода контролирует-
ся по показанию счетчика. По окончании плавки слиток первого
переплава остывает в печи в течение времени, заданного техно-
логией (около 1 ч).
Второй переплав производится в кристаллизаторе большего
диаметра, чем кристаллизатор первого переплава, с таким расче-
том, чтобы между боковыми стенками кристаллизатора и расхо-
дуемым электродом был обеспечен зазор не менее 20—55 мм.
В этом случае опасность смещения дуги на боковые стенки кри-
сталлизатора уменьшается. Расходуемым электродом при вто-
ром переплаве служат слитки первого переплава с неокисленной
поверхностью, электрод сваривают из трех-четырех необточенных
заторцованных слитков. Для получения слитка диаметром 380 мм
плавка проводится по следующему режиму: сила тока 5000—
6000 а, напряжение на дуге 27—30 в. Подготовка плавильно-ли-
тейной установки для второго переплава проводится в том же
порядке, что и для производства слитков первого переплава. Псь
окончании технологического цикла второго переплава слиток
190
также выдерживают под вакуумом в течение заданного времени
(около 1 ч).
При использовании в шихте кусковых отходов непосредствен-
но в процессе первого переплава применяют специальные элек-
тродуговые плавильно-литейные вакуумные установки. На
рис. 49 приведена принципиальная схема подобной установки
11--------1 '------------
[5]	.. Прессованный расходуемый электрод в данном случае изго-
товляется обычным способом.
Кусковые отходы сплава с таким же химическим составом,
как и прессованный электрод, предварительно очищают от за-
грязнений и поверхностных окислов, загружают во вращающий-
ся бункер 2, откуда они определенными порциями при помощи
секторного барабана через желоб периодически вводятся в жид-
кую ванну на протяжении всего процесса плавки. Плавильно-ли-
191
тейная установка работает по принципу вытягивания, что позво-
ляет сохранить минимальной и постоянной высоту падения куско-
вых отходов. При соответствующем регулировании частоты пода-
чи и массы порции можно использовать больше 30% отходов от
массы выплавляемого слитка. Полученный таким образом слиток
первого переплава является вполне качественным расходуемым
электродом для второго переплава и обеспечивает после второго
переплава слиток однородного химического состава.
На рис. 50 приведена технологическая схема электродуговой
плавильно-литейной вакуумной установки со ступенчатым кри-
Рис. 50. Технологическая схема двойной переплавки титана
в электродуговых печах с расходуемыми электродами
сталлизатором. Отличительными особенностями данного агрегата
по сравнению с обычными электродуговыми печами со штанговой
подачей расходуемого электрода являются:
1)	наличие дозатора для порционного введения титановых от-
ходов;
2)	наличие двух кристаллизаторов;
3)	последовательное осуществление двух переплавов без на-
рушения вакуума в печи;
4)	вытягивание слитка при первом переплаве.
Дозатор для порционного введения титановых отходов
встроен в камеру расходуемого электрода и представляет собой
установленный в вакуумной камере ярусный барабан с ячейками
для отходов.
В настоящее время для максимального использования отхо-
дов титановых сплавов в шихте при выплавке слитковых загото-
вок из титана и его сплавов применяют двухступенчатые электро-
дуговые вакуумные печи. Оличительная особенность этих устано-
вок по сравнению с обычными печами со штанговой подачей рас-
192
ходуемого электрода — наличие в них двух кристаллизаторов,
расположенных последовательно один над другим в отдельных
плавильных зонах, и специального дозирующего устройства для
порционного введения отходов в ванну расплава. Дозирующее
устройство, представляющее собой ярусный барабан с ячейками
для отходов, встроено в камеру расходуемого электрода. Установ-
ка также снабжена вакуумной системой и вымораживателем, ра-
ботающим от специальной холодильной установки. Питание дуги
производится от электрогенераторов типа ГПН-550.
Процесс выплавки титановых слитков в подобных печах осу-
ществляется в две ступени, т. е. последовательно осуществляются
в одной установке два переплава. При первом переплаве получа-
ют слиток из шихты с использованием до 50% отходов. Слиток
первого переплава служит расходуемым электродом для получе-
ния слитка второго переплава. Переход на второй переплав осу-
ществляется без нарушения вакуума печи. Это способствует зна-
чительному увеличению производительности печи и получению
более качественной литой заготовки.
Заданный режим первого и второго переплава поддерживает-
ся автоматически.
§31. ЭАЕКТРОШААКОВЫЙ ПЕРЕПААВ МЕТАААОВ
Электрошлаковый метод выплавки слитков из металлов и
сплавов был впервые предложен и исследован в Советском Сою-
зе в 1959 г. группой исследователей под руководством Е. И. Мо-
розова. В настоящее время этот метод получения слитков нашел
промышленное применение не только в отечественной, но и зару-
бежной промышленности. Это изобретение используется в Шве-
ции, Франции, ФРГ, Англии, США и Канаде.
Электрошлаковый переплав — высокоэффективный способ по-
вышения качества сплавов. Он предназначен для получения слит-
ков особо высокого качества, которое недостижимо при других
способах производства.
Внешне шлаковый переплав похож на вакуумный дуговой пе-
реплав, но резко отличается от него по существу металлургиче-
ского процесса, обладает значительной простотой оборудования
и эксплуатационной надежностью. При электрошлаковом пере-
плаве расходуемый электрод плавится теплом, выделяющимся в
расплавленном шлаке, через который проходит электрический
ток. Электрическая дуга питается переменным током через печ-
ные трансформаторы с жесткой нагрузочной характеристикой.
Это является важным преимуществом данного метода плавки.
Переплавке подвергаются кованые, катаные, прессованные или
литые расходуемые электроды круглого, прямоугольного,
квадратного сечения, сплошные или полые, монолитные или со-
ставные. Поверхность электродов должна быть чистой от продук-
тов коррозии и других загрязнений.
13 в. С. Юдкин	193
Вода
Вода
4* трансфор-
матору
6
К трансформа-
— тору
Рис. 51. Схема электрошлакового
переплава расходуемого электрода
[15]:
t — электрод; 2 — шлаковая вап-
аа; 3 — капли электродного ме-
талла; 4 — металлическая ванна;
5 — затвердевший металл (сли-
ток); 6 — кристаллизатор; 7 — ко-
зочка твердого шлака.
Вода
г

Электрошлаковый переплав расходуемых электродов в боль-
шинстве случаев производится в открытых водоохдаждаемых
кристаллизаторах круглого, прямоугольного, квадратного и ино-
го сечения. Наряду со слитками сплошного сечения могут быть
лолучены полые слитки.
Однако в случае необходимости поверхность шлаковой ванны
может быть изолирована от действия воздуха нейтральным или
активным газом. Например, для
получения высококачественных
слитков из титана и его сплавов
защита расплавленного титана,
а также нагретой части электро-
да, от воздействия воздушной ат-
мосферы путем применения одно-
го шлака оказывается недостаточ-
ной. Поэтому электрошлаковый
переплав для титана и его спла-
вов необходимо вести в защитной
среде нейтральных газов, напри-
мер в среде аргона. При исполь-
зовании шлака соответствующего
состава при плавке того или ино-
го сплава можно добиться полу-
чения литого металла или сплава
высокой чистоты.
При производстве слитков из
сплавов, обладающих невысокой
реакционной способностью (жа-
ропрочные и жаростойкие стали),
применяют основные шлаки (на
основе извести, магнезита, глино-
зема), а при проивзодстве слит-
ков из высокореактивных метал-
лов и сплавов рекомендуется при-
менять флюсы, не содержащие
кислородные соединения. Напри-
мер, при электрошлаковом переплаве слитков из титана и его
сплава применяют флюсы на основе тугоплавких фторидов ще-
лочноземельных металлов: фтористого кальция, фтористого
стронция и фтористого бария. Наиболее дешевым и доступным
является первый флюс.
Наилучшие результаты электрошлакового переплава обеспе-
чиваются при применении фтористого кальция, предварительно
прокаленного в индукционной печи.
Электрошлаковый переплав может осуществляться в плавиль-
но-литейных установках, работающих с одним или тремя элек-
тродами, что дает возможность равномерно использовать три
фазы электропитания переменным током.
194
При высокой температуре в процессе электрошлаковой плав-
ки в дуговом промежутке пары флюса и металла образуют замк-
нутую полость (газовый пузырь), внутри которого горит дуга.
Сверху и сбоку эта полость закрыта расплавленным флюсом.
Под действием термического расширения в газовой полости соз-
дается высокое давление, в результате чего пары флюса выры-
ваются из-под слоя жидкого флюса, конденсируются и в виде
мельчайшей пыли оседают по стенкам кристаллизатора. Таким.
1 — шток электрода; 2 — предохранительный клапан; 3 — кри-
сталлизатор; 4 — электрод; 5 — токопровод; 6 — корпус печи;
7 — подающий механизм; 8 — люк для чистки; 9 — домкраты;
10 — форвакуумный насос ВН-1; 11 — дозатор для загрузки флю-
са; 12 — откидывающаяся площадка плавильщика
образом, расплавленный металл соприкасается не с материалом
кристаллизатора, а с этим налетом флюса. Плавка идет как бы в
скорлупе в слое пылевидного флюса (шлака) (рис. 51). Присут-
ствие изолирующей скорлупы и проплавление кромок плавиль-
ной ванны приводят к получению ровной и довольно гладкой по-
верхности слитка. Это дает возможность производить дальней-
шую обработку слитка давлением без предварительной обдирки
или зачистки.
Благодаря капельному переносу металла расходуемого элек-
трода через шлаковую ванну и направленной кристаллизации в
водоохлаждаемой изложнице снизу вверх резко повышается чис-
тота металла. Слиток имеет весьма плотную и однородную мик-
13*
роструктуру без каких-либо дефектов ликвационного и усадочно-
го происхождения. В металле отсутствуют строчечные скопления
неметаллических включений, нитридов, карбидов, структурные
составляющие распределяются равномерно, границы зерен отли-
чаются большой чистотой. Этим объясняется почти полное отсут-
Рис. 53. Схема печи для электрошлако-
вой плавки с открытым кристаллизатором
£15]:
/ — колонна; 2 — тележка электрододер-
жателя; 3 — электрододержатель; 4 —
электрод; 5 — тележка подъема кристал-
лизатора; 6 — кристаллизатор; 7 — тележ-
ка выкатки слитка
ствие анизитропии механиче-
ских свойств переплавленного
металла, отличная полируе-
мость, полное отсутствие воло-
совин, улучшенная сваривае-
мость.
Способ электрошлакового
переплава металлов и сплавов
благодаря простоте оборудова-
ния, использованию переменно-
го тока и открытых кристалли-
заторов более экономичен, чем
способ вакуумного дугового пе-
реплава; капитальные затраты
и эксплуатационные расходы
при электрошлаковом перепла-
ве примерно в 5—10 раз ниже,
чем при вакуумном дуговом
переплаве. В то же время элек-
трошлаковый металл по каче-
ству не только не уступает, но
по ряду характеристик превос-
ходит вакуумный металл.
На рис. 52 приведена схема
трехэлектродной электрошла-
ковой печи для выплавки пло-
ских слитков из титановых
сплавов размером 200 X 800 X
X 700 мм, что соответствует
массе 500 кг.
Печь состоит из следующих
основных узлов: кристаллиза-
тора, камеры электродов, бункера для загрузки флюса, механиз-
ма перемещения электродов, механизма перемещения кристалли-
затора, защитного экрана и силового трансформатора. Печь осна-
щена системами вакуумирования, водоохлаждения и электропи-
тания.
На рис. 53 приведена схема печи для электрошлакового пере-
плава с открытым кристаллизатором.
Следует отметить, что печи с открытым кристаллизатором
значительно проще по конструкции, чем печи с закрытым крис-
таллизатором.
196
§ 32.	ЭЛЕКТРОННОЛУЧЕВАЯ ПЛАВКА
Быстрое совершенствование авиационной и бурное развитие
ракетной техники потребовали литых заготовок из металлов и
сплавов с температурой плавления выше 2000° С. Наиболее ра-
циональным методом производства подобных литых заготовок яв-
ляется метод производства в вакуумных электроннолучевых пла-
вильно-литейных установках. Сущность электроннолучевой плав-
ки заключается в следующем. Расплавление шихты ведется пуч-
ком электронов, получаемых в электронной пушке. Этот пучок
электронов концентрируется электромагнитной линзой и разго-
няется до громадных скоростей за счет большой разности потен-
циалов. Он ударяет в шихтовой материал, который необходимо
расплавить. При резком торможении электронов, бомбардирую-
щих расплавляемый материал, выделяется огромное количество
тепла, достаточное для плавки весьма тугоплавких металлов или
сплавов.
На рис. 54 приведена одна из конструкций «электронной пуш-
ки» для плавки металлов, которая состоит из совокупности элек-
тронных и вакуумных элементов.
Источником свободных электронов служит термокатод, нагре-
ваемый до высокой температуры в вакууме. Поток электронов
образуется между катодом и анодом под влиянием электрическо-
го поля, возникающего между ними. Электроны при этом могут
приобрести весьма большую скорость. Чтобы сосредоточить весь
поток электронов в нужном направлении, применяется ряд фоку-
сирующих и отклоняющих устройств магнитных линз, основан-
ных на взаимодействии летящих с большой скоростью электро-
нов с электрическим или магнитным полем. Благодаря этим уст-
ройствам удается сконцентрировать поток электронов в относи-
тельно узкий луч и направить его под нужным углом и в нужном
направлении на расплавленный металл. В настоящее время при-
меняют электронные пушки мощностью до 100 кет. и выше при
анодном напряжении до 20 кв.
Для эффективной и устойчивой работы электроннолучевых
плавильно-литейных установок необходимо вести плавку в усло-
виях вакуума не ниже 0,013 н/м2 (1 • 10"4 мм рт. ст.). При этом
вылетающие с катода электроны не будут испытывать столкно-
вений с молекулами газа и не будут расходовать свою энергию
на их расщепление и ионизацию, что обеспечит возможность наи-
более полной передачи энергии электронов для расплавления
металла.
Плавка и литье в электроннолучевых установках по сравне-
нию с вакуумной дуговой плавкой с расходуемым электродом об-
ладает следующими преимуществами.
1.	Использование скрапа любого вида.
2.	Возможность работать при низких давлениях и небольших
скоростях.
197
3.	Проведение плавки, дегазации и рафинирования в вакууме
0,13—0,0013 н/м2 (10-3 — 10-5 мм рт. ст.).
4.	Перегрев ванны до более высокой температуры, чем в ва-
куумном дуговом процессе, снижает содержание кислорода.
5. Отсутствие опасности прожигания тигля даже при большой
электрической мощности.
Рис. 54. Конструкция электронной пушки для
плавки металлов [17]. Электронные элементы:
1 — электронный излучатель; 2 — вспомогатель-
ный катод; 3 — основной катод (вольфрамовая
шайба диаметром 8 мм); 4 — электрод Пирса;
5 — анод; 6 — магнитная вспомогательная лин-
за; 7 — магнитная линза для регулирования се-
чения электронного пучка; 8 — электронный пу-
чок; 9 — ванна; 10 — расплавленный металл (с
термоляцией).
Вакуумные элементы установки:
11 — воздушное охлаждение; 12 — к перво-
му диффузионному насосу; 13 — лучевая каме-
ра; 14 — водяное охлаждение; 15 — первая си-
стема диафрагм; 16 — к второму диффузионному
насосу; 17 — первая промежуточная камера;
18 — водяное охлаждение; 19 — вторая система
диафрагм; 20 — к третьему диффузионному на-
сосу; 21 — вторая промежуточная камера; 22 —
разделительный вентиль; 23 — третья система
диафрагм; 24 — водяное охлаждение
6.	Регулирование направленности пучка электронов во время
разливки, особенно необходимое при плавке металлов с темпе-
ратурой плавления около 3000—3500° С.
7.	Отсутствие керамического тигля как источника загрязнен
ния расплава неметаллическими включениями.
8.	Возможность получения сверхчистых материалов.
9.	Большая плотность электронного пучка может быть ис-
пользована для зонной очистки и выращивания монокристаллов
по методу Чохральского.
Известные в настоящее время электроннолучевые плавиль-
но-литейные установки делят на два типа по принципу приложе-
ния разгоняющего напряжения.
198
К первому типу относят установки, в которых разгоняющее
напряжение приложено между катодом и нагреваемым металлом.
Ко второму типу относят установки с ускоряющим полым ано-
дом, который размещается между катодом и плавящимся метал-
лом. Разгоняющее напряжение в зоне плавки в таких установках
отсутствует. Пройдя анод, электроны по инерции, сохраняя при-
обретенную скорость, летят до столкновения с нагреваемым ших-
товым материалом.
Рис. 55. Схема электроннолучевой установки [18]:
1 — электронная пушка; 2 — рабочая камера; 3 — пучок
электронов; 4, 5 и 6 — диффузионные насосы, откачивающие
воздух из электронной пушки, фокусирующего и отклоняющего
устройства; 7 — мощный диффузионный насос, откачивающий
воздух из рабочей камеры печи; 8 — устройство для загрузки
шихтовых материалов; 9 — вакуумные затворы; 10 — форва-
куумные насосы; 11 — крышка рабочей камеры; 12 — смотро-
вое окно; 13 — устройство для вытягивания слитка; 14 — кри-
сталлизатор
В зависимости от конструкции емкости, в которой плавится
металл, электроннолучевые плавильно-литейные установки делят
на установки с наклоняющимся тиглем, предназначаемые для из-
готовления фасонных отливок, и на установки с кристаллизато-
рами для изготовления слитков.
На рис. 55 приведена принципиальная схема конструкции
электроннолучевой установки первого типа с кристаллизатором
для изготовления слитков.
Наиболее совершенными электроннолучевыми плавильно-ли-
тейными установками являются установки с несколькими на-
клонно расположенными пушками, имеющими отдельные ваку-
умные системы, в которых отклонение электронного луча осуще-
ствляется при помощи электроннооптических устройств.
199
На рис. 56 приведены принципиальные технологические схе-
мы получения цилиндрических слитков капельным (с примене-
нием расходуемых электродов) и ванным (без применения расхо-
дуемых электродов) методами в плавильных установках с двумя
электронными пушками.
Я	б	л
Рис. 56. Схема плавильных установок с электронными пушками и централь-
ной подачей шихты [17]:
а — установка с двумя или более аксиально-симметричными электронными
пушками нагрева расходуемого электрода и ванны; б установка с не-
сколькими электронными пушками с отклонением пучка электроннооптиче-
ской системой (последняя может быть применена к любой системе с элек-
тронными пушками); в — установка с несколькими (по возможности аксиаль-
но-симметричными) наклонными электронными пушками:
1 — расплавляемый металл; 2 — электронная пушка; 3 — кристаллизатор;
4 — слиток; 5 — загрузочный бункер; 6 — шихта
На рис. 56, а показано расположение нескольких электрон-
ных пушек. Такая схема несложна по конструкции и дает хоро-
шие результаты в промышленных условиях.
На рис. 56, б показана схема современной конструкции. По
этой схеме имеется несколько электронных пушек со своими си-
стемами отклонения электронного пучка.
На рис. 56, в показана установка с центральной подачей ших-
тового материала, имеющая несколько наклонных электронных
пушек. Эта схема обладает преимуществами плавки с централь-
ной подачей шихтовых материалов и преимуществами плавки с
помощью электронных пушек, если пучки электронов отклоняют-
200
ся электронно-оптической системой. При этом большое значение
имеет возможность использования одной и той же электронной
системы для тиглей различного диаметра. Эту систему можно
применять как для ванной, так и для капельной плавки.
§ 33.	ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ЗАГРУЗКИ
СОСТАВЛЯЮЩИХ ШИХТЫ В ПЕЧЬ
Порядок загрузки составляющих шихты в плавильный агре-
гат определяется, во-первых, условиями обеспечения минималь-
ных потерь металлов на угар и в кондиционные металлсодержа-
щие отходы и условиями получения литых изделий хорошего ка-
чества; во-вторых, свойствами сплавов и удельным содержанием
компонентов в сплаве; в-третьих, относительным количеством и
компактностью составляющих шихты.
Как правило, загрузку и расплавление компонентов шихты
следует производить в порядке увеличения сродства к кислоро-
ду, температур плавления, летучести и уменьшения количества
составляющих. Компоненты шихты, имеющие близкие значения
сродства к кислороду, температуры плавления и испарения, мо-
гут загружаться в плавильный агрегат и расплавляться сов-
местно.
Компоненты шихты легкоокисляющиеся и легкоиспаряющие-
ся, если они не основные составляющие сплава, необходимо вво-
дить в расплав в последнюю очередь, т. е. после расплавления
других составляющих шихты при минимально низкой темпера-
туре расплава. В случае содержания в шихте компонентов с по-
вышенной летучестью (более 80%) загрузку и расплавление их
следует начинать в первую очередь и только после этого при со-
ответствующем перегреве расплава, определяемого диаграммой
состояния, вводить тугоплавкие компоненты шихты.
Введение в расплав каждой составляющей шихты должно
сопровождаться тщательным перемешиванием расплава по всему
объему.
Для максимального сокращения времени пребывания шихты
под нагревом и сведения до минимума потерь металлов на угар
необходимо загружать шихту в плавильную печь, предваритель-
но нагретую до возможно более высокой температуры, и вести
как можно быстрее плавку и нагрев расплава до температуры
литья.
201
Глава VIII
ПЛАВКА МЕДИ
И МЕДНЫХ
СПЛАВОВ
В зависимости от добавок к меди получают сплавы с различны-
ми свойствами (высокопрочные, антифрикционные, химиче-
ски стойкие и др.). Широкое применение для изготовления полу-
фабрикатов и фасонного литья получили сплавы меди с цинкомг
оловом, алюминием, бериллием, свинцом, никелем и марганцем.
§ 34.	ПЛАВКА МЕДИ
Плавка меди может производиться во всех плавильных печах,
применяемых для приготовления медных сплавов.
Независимо от типа плавильной печи плавка меди ведется
под слоем древесного угля. Печи перед загрузкой шихты нагрева-
ют до температуры 900—1000° С. На дно плавильной печи засы-
пают хорошо прокаленный древесный уголь в количестве, доста-
точном, чтобы покрыть поверхность металла после расплавления,,
затем загружают медь, отходы и засыпают сверху древесным уг-
лем. Процесс плавления должен вестись интенсивно.
После расплавления медь нагревают до заданной температу-
ры и проводят раскисление в два приема: предварительное и
окончательное.
Первое осуществляется непосредственно в плавильных печахг
а второе — в ковшах перед разливкой расплава.
Предварительное раскисление меди производят фосфористой
медью, а окончательное раскисление рекомендуется производить
оловом или цинком. Остатки олова и цинка в меди менее вредно
влияют на ее свойства, чем остатки фосфора, алюминия и других
раскислителей.
После окончательного раскисления медь быстро разливают
по изложницам.
§ 35.	ПЛАВКА БРОНЗЫ
Плавку бронзы проводят в печах любого типа, применяемых
для плавки медных сплавов.
202
IIjHXTa для плавки бронзы может быть составлена или из све-
жих металлов, или из свежих металлов с добавкой отходов и
вторичных металлов. Плавку ведут под слоем древесного угля
или под слоем флюса.
Плавку шихты из свежих металлов ведут в следующей после-
довательности: в хорошо разогретую печь загружают соответст-
вующее количество древесного угля или флюса. Затем загружа-
ют медь и после ее расплавления и нагрева до температуры
1150—1170° С расплав раскисляют фосфористой медью (раскис-
ление иногда ведут в два приема: в печи и в ковше; за каждый
прием вводится по 50% фосфористой меди), после раскисления
расплава в него вводят подогретые до 100—120° С соответствую-
щие легирующие элементы.
Тугоплавкие легирующие элементы вводят в виде лигатур.
После этого расплав перемешивают до полного растворения ле-
гирующего элемента и нагревают до заданной температуры. При
выдаче сплава из печи в ковше перед разливкой расплав оконча-
тельно раскисляют остатком фосфористой меди для освобожде-
ния ее от окислов. Фосфористая бронза улучшает жидкотекучесть
расплава.
В случае приготовления бронзы с использованием оборотных
материалов (отходов своего производства и вторичных метал-
лов) плавку ведут в следующей последовательности: вначале
расплавляют медь, раскисляют ее фосфористой медью и добав-
ляют к ней оборотные металлы. После полного расплавления
оборотных металлов в расплав вводят легирующие компоненты в
соответствующей последовательности. Если в шихту чистая медь
входит в небольшом количестве, то в этом случае вначале рас-
плавляют оборотные металлы, а потом медь и легирующие до-
бавки.
Медь может загружаться также и с первыми порциями ших-
ты. Плавку ведут под слоем древесного угля или под слоем
флюса.
После расплавления всей шихты и нагрева расплава до тре-
буемой температуры его окончательно раскисляют фосфористой
медью и покрывают сверху хорошо прокаленным древесным уг-
лем или хорошо просушенным соответствующим флюсом. Расход
флюса составляет 2—3% от массы шихты. Расплав, нагретый до
заданной температуры, выдерживают под слоем флюса 20—
30 мин, периодически перемешивая, затем с поверхности распла-
ва удаляют образовавшийся шлак и разливают по формам.
Для лучшего удаления шлака с поверхности расплава в ковш
добавляют кварцевый песок, который сгущает шлак.
Готовность бронзы для разливки по формам определяют по
технологическим пробам. Излом технологической пробы должен
быть чистым и однородным.
В случае приготовления алюминиевой бронзы с использова-
нием в шихте оборотных сплавов операцию раскисления распла-
203
ва фосфористой бронзой не применяют, так как фосфор обладает
меньшим сродством к кислороду, чем алюминий, кроме того, сле-
дует иметь в виду, что эта бронза весьма чувствительна к пере-
греву (свыше 1200° С).
В перегретом состоянии алюминиевая бронза окисляется и
насыщается газами. Образующаяся при плавке алюминиевых,
бронз окись алюминия не восстанавливается раскислителями и
весьма трудно удаляется из расплава. Окисные пленки алюми-
ния, имея очень высокую температуру плавления, снижают жид-
котекучесть бронзы и вызывают брак. Плавку следует вести ин-
тенсивно на верхнем пределе температур нагрева и не задержи-
вать готовый сплав в печи. В качестве покрывного флюса при
плавке алюминиевых бронз рекомендуется применять флюс, со-
стоящий из 50% кальцинированной соды и 50% криолита. Перед,
разливкой алюминиевую бронзу рафинируют введением в рас-
плав хлористого марганца или хлористого цинка в количестве
0,2—0,4% от массы шихты. После рафинирования расплав в ков-
ше выдерживают 3—5 мин до прекращения газовыделения.
Сплав при заданой температуре разливают по формам.
Для предупреждения ликвации в бронзу с высоким содержа-
нием свинца (50—60%) рекомендуется вводить 2—2,3% Ni в ви-
де медноникелевой лигатуры или в качестве флюсов следует при-
менять сернокислые соли щелочных металлов. Никель, марга-
нец и серебро, если они входят в состав бронзы, вводят в рас-
плав до присадки олова.
Для улучшения качества бронзы ее иногда модифицируют ма-
лыми добавками тугоплавких металлов.
§ 36.	ПЛАВКА ЛАТУНИ
Для плавки латуни может быть использован любой тип пла-
вильных печей, применяемых для плавки медных сплавов. Но-
наиболее целесообразно латунь плавить в электрических индук-
ционных низкочастотных печах с магнитопроводом. Менее жела-
тельна плавка латуни в электродуговых плавильных печах.
При плавке медноцинковых сплавов следует иметь в виду,
что из всех других компонентов сплава наибольшей окисляемо-
стью обладает цинк. Это объясняется низкой температурой кипе-
ния его.
Для уменьшения окисления цинка рекомендуются следующие
мероприятия:
1)	максимально ускорять процесс загрузки и плавки шихты,
для этого загружать шихту в печь в компактном виде таким об-
разом, чтобы куски и пакеты могли хорошо и плотно уклады-
ваться в печи;
2)	поверхность жидкого сплава следует покрывать кусковым
древесным углем;
204
3)	загрузочное отверстие печи по возможности держать всег-
да закрытым;
4)	не допускать излишнего перегрева расплава (выше темпе-
ратуры 1100—1200° С).
В качестве шихты для плавки латуни могут быть использова-
ны как чистые, так и оборотные металлы. При плавке латуни на
оборотных металлах порядок загрузки шихты в печь не имеет
большого значения. При наличии в шихте свежих металлов в
первую очередь загружают и расплавляют медь, затем оборот-
ные металлы. Цинк и свинец, предварительно подогретые до
100—120° С, вводят в расплав в последнюю очередь. Во всех слу-
чаях плавка ведется под слоем древесного угля, который загру-
жается в печь с первой порцией шихты.
Плавку латуни из свежих металлов и оборотных отходов в ин-
дукционной печи промышленной частоты с магнитопроводом ре-
комендуется вести в следующей последовательности.
1.	По окончании разливки печь устанавливают в рабочее по-
ложение. При обнаружении оголенного канала печи выключают
ток и канал заливают расплавленным металлом из другой пла-
вильной печи.
2.	Аккуратно загружают два-три пакета отходов, включают
ток и производят дальнейшую загрузку шихты в печь в следую-
щем порядке: вначале загружают предварительно подсушенные
прессованные отходы в количестве 15—20% от массы всей ших-
ты, стружку, опилки и другую мелочь; затем в жидкий металл
загружают медь и тугоплавкие лигатуры (в случае плавки спе-
циальных латуней); одновременно с этим в печь загружают необ-
ходимое количество кускового древесного угля; после этого осто-
рожно загружают переплавленные отходы и литники и в послед-
нюю очередь загружают цинк и другие легкоплавкие компонен-
ты (в случае приготовления специальных латуней).
3.	Во избежание повреждения футеровки печи масса кусков
шихтовых материалов не должна превышать 25 кг.
4.	Шахта печи должна загружаться плотно и быстро, загру-
зочное окно при этом не должно долго оставаться открытым.
5.	При плавке надо следить за тем, чтобы шихта не зависала
в шахте. Быстрое колебание стрелки амперметра сигнализирует
о том, что шихта отделена от расплавленного металла. Зависшую
шихту с помощью деревянного шеста или какого-либо другого
приспособления опускают вниз. При зависании шихты время
плавки удлиняется и увеличивается угар металла.
6.	В случае ведения плавки латуни на чистых металлах (ме-
ди и цинка) вначале загружают 25% шихты (вместе медь и
цинк), затем всю оставшуюся медь и в последнюю очередь цинк
(или другой легкоплавкий металл).
7.	Шихта должна быть сухой; загрузка влажной шихты за-
прещается.
205
8.	Тяжелые куски шихты должны загружаться в печь при по-
мощи специальных приспособлений.
9.	Шихта должна подаваться к печи в нумерованной таре (те-
лежке). Это исключает смешивание шихты.
10.	Необходимо иметь около печи некоторый запас шихты
(две-три тележки).
И. После расплавления и нагрева расплава до заданной
температуры с поверхности расплава снимают шлак, тщательно
перемешивают и производят разливку.
Для увеличения жидкотекучести латуни в нее иногда перед
разливкой добавляют фосфор в виде лигатуры медь — фосфор,
содержащей 12—14% Р.
Плавку кремнистой и кремнистосвинцовистой латуней ведут
под покровным флюсом — стеклом или бурой. Вследствие склон-
ности кремнистых латуней к поглощению восстановительных га-
зов плавить их в восстановительной атмосфере или под слоем
древесного угля нельзя.
При плавке кремнистых и кремнистосвинцовистых латуней в
первую очередь в разогретую печь загружают медь, по расплав-
лении ее — отходы, меднокремнистую лигатуру. Цинк и свинец
загружают в последнюю очередь после снятия шлака с распла-
ва. Расплав тщательно перемешивают, доводят его до темпера-
туры разливки и затем разливают.
Плавку марганцовистых латуней ведут в условиях слабоокис-
лительной атмосферы или близкой к нейтральной под покровом
флюса из битого стекла, или под покровом древесного угля. Мар-
ганец в расплав вводят с лигатурами после расплавления всех
других составляющих шихты.
$ 37. ПЛАВКА МЕДНОНИКЕЛЕВЫХ СПЛАВОВ
Медноникелевые сплавы (копель, константан, мельхиор, ней-
зильбер) преимущественно плавят в электрических индукцион-
ных печах без магнитопровода с основной футеровкой и очень
редко плавят в топливных печах. Плавку ведут под слоем флюса,
состоящего из плавикового шпата, битого стекла и извести. Дре-
весный уголь может применяться только при плавке меднонике-
левых сплавов с низким содержанием никеля. Порядок ведения
плавки следующий: в расплавленную и раскисленную (фосфори-
стой медью) медь после удаления шлака вводят крупные отходы
сплава и чистый никель (при температуре 1450—1500°С), а в
последнюю очередь загружают мелкие отходы, стружку и т. п.
Марганец вводят в чистом виде, в виде лигатуры медь — марга-
нец или в виде ферромарганца. Окончательным раскислителем
служит магний, который добавляют в количестве 0,05—0,1% от
веса шихты. Температура литья 1300—1350° С. Шихтовые мате-
риалы медноникелевых сплавов не должны содержать углерод и
серу, так как эти примеси являются вредными для этих сплавов.
206
Глава IX
ПЛАВКА
АЛЮМИНИЕВЫХ
СПЛАВОВ
В зависимости от масштабов производства, характера литья1
и энергетических возможностей плавку алюминиевых спла-
вов можно производить в тигельных печах, в электропечах сопро-
тивления и в индукционных электропечах.
Плавка алюминиевых сплавов должна обеспечивать не толь-
ко высокое качество готового сплава, но и высокую производи-
тельность агрегатов и, кроме того, минимальную стоимость
литья.
Наиболее прогрессивным методом плавки алюминиевых спла-
вов является метод индукционного нагрева токами промышлен-
ной частоты.
Технология приготовления алюминиевых сплавов слагается из*
тех же технологических этапов, что и технология приготовления*
сплавов на основе любых других металлов.
Загрузка шихты при плавке алюминиевых сплавов произво-
дится в следующем порядке.
1.	При проведении плавки на свежих чушковых металлах и
лигатурах в первую очередь загружают (полностью или по час-
тям) алюминий, а затем растворяют лигатуры.
2.	При проведении плавки с использованием в шихте предва-
рительного чушкового сплава или чушкового силумина в первую-
очередь загружают и расплавляют чушковые сплавы, а затем до-
бавляют необходимое количество алюминия и лигатур.
3.	В том случае, когда шихта составлена из отходов и чушко-
вых металлов, ее загружают в следующей последовательности:
чушковый первичный алюминий, бракованные отливки (слитки) г
отходы (первого сорта) и рафинированный переплав и ли-
гатуры.
Медь можно вводить в расплав не только в виде лигатуры, но
и в виде электролитической меди или отходов (введение путем
растворения).
207
§ 38. ПЛАВКА ЛИТЕЙНЫХ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Плавка может производиться в печных агрегатах любого ти-
па, применяемых для плавки цветных металлов и сплавов, за ис-
ключением электродуговых печей.
Шихта для литейных алюминиевых сплавов составляется из
предварительно подготовленных материалов. Шихта должна
быть чистой и сухой. Расчет шихты производится, как правило,
на оптимальный химический состав сплава.
Порядок загрузки составляющих шихты для литейных алюми-
ниевых сплавов в печь определяется для каждого отдельного
сплава с учетом требований порядка загрузки составляющих
шихты.
Технологическая схема ведения плавки литейных алюминие-
вых сплавов в общем виде сводится к следующим основным опе-
рациям: в нагретую плавильную печь загружают составляющие
шихты в очередности, установленной для того или иного сплава.
Плавку ведут под слоем флюса. После расплавления всей ших-
ты и доведения ее до определенного химического состава расплав
тщательно перемешивают и снимают шлак, нагревают расплав
до необходимой температуры и производят рафинирование спла-
ва. После рафинирования с поверхности расплава снова снима-
ют шлак и при соответствующей температуре расплав модифици-
руют (если в этом есть необходимость).
В случае приготовления алюминиевокремниевых сплавов при
обработке расплава универсальным флюсом операции рафиниро-
вания и модифицирования совмещаются.
Качество модифицирования сплава определяется по излому и
в случае удовлетворительных результатов расплав доводят до
температуры литья, очищают от шлака и разливают его по
формам.
Ниже рассматриваются некоторые наиболее характерные
конкретные примеры технологии плавки литейных алюминиевых
сплавов.
Плавка сплавов типа АЛ8
Приготовление сплавов типа АЛ8 осуществляется двумя спо-
собами:
1)	с добавкой бериллия (0,02—0,07%) и титана (0,02—
0,07%);
2)	без добавок бериллия и титана плавка ведется под за-
щитным флюсом (60% карналлита + 40% фтористого кальция).
В качестве исходных материалов для составления шихты спла-
ва АЛ8 могут быть использованы алюминий марок А00 и АО, маг-
ний всех марок и лигатуры А1 — Be и А1 — Ti. Отходы допускают
в плавку в неограниченном количестве после предварительной
переплавки и химического анализа.
208
Для обеспечения наиболее точного химического состава спла-
ва, а следовательно, и более высокого качества литых изделий,
рабочий сплав АЛ8, предназначаемый для заливки литейных
форм фасонных отливок, готовят из предварительного чушкового
сплава АЛ8. Таким образом, полный технологический цикл при-
готовления сплава АЛ8 ведется в две стадии.
Приготовление предварительного сплава.
Технологический процесс плавки предварительного сплава АЛ8
ведется в следующем порядке. В раскаленный тигель загружают
и затем расплавляют чистый чушковый алюминий и лигатуры, со-
держащие бериллий и титан, расплав нагревают до 700° С, снима-
ют шлак с поверхности расплава и покрывают ее слоем флюса в
количестве 2% от массы шихты.
После полного растворения лигатур в алюминии сплав пере-
мешивают и под покров расплавленного флюса вводят магний,
предварительно, подогретый до 120—150° С. Затем сплав еще раз
осторожно перемешивают до тех пор, пока расплав не будет
иметь зеркальную поверхность. Затем с поверхности расплава
снимают шлак и спекшийся слой присыпают свежей порцией
флюса и при температуре 640—650° С при помощи чайникообраз-
ного ковша разливают в подогретые чугунные изложницы.
Приготовление рабочего сплава. В случае приго-
товления рабочего сплава из чушек предварительного сплава
АЛ8, не содержащего бериллия и титана, процесс плавки на про-
тяжении всего технологического цикла ведется под флюсом. По-
рядок ведения плавки в данном случае следующий: нагревают ти-
гель и засыпают в него флюс с таким расчетом, чтобы на дне
тигля после расплавления флюса глубина жидкого флюса дости-
гала 100—200 мм; плавление сплава производят в расплавлен-
ном флюсе, предварительно подогретые чушки сплава опускают
в расплавленный флюс, свободные концы чушек присыпают флю-
сом для предохранения от окисления. Флюс во время плавки до-
бавляется по мере надобности, чтобы металл всегда был покрыт
флюсом.
Необходимое количество сплава нагревают до заданной тем-
пературы (не выше 700°С), затем расплав освобождают от флю-
са и производят разливку сплава по формам ковшами чайниково-
го типа или непосредственно из тиглей.
С целью рафинирования и повышения механических и физико-
химических свойств сплава АЛ8 в конце плавки его обрабатыва-
ют фторцирконатом калия в количестве 1% от массы шихты. Под
слоем фторцирконата калия сплав выдерживают в течение
8—10 мин. Во время выдержки производится погружение солей
в расплав, затем с поверхности металла снимается шлак, и сплав
выдерживается в течение 10 мин.
Цирконий обладает способностью образовывать с водородом
прочные соединения, которые, оставаясь в сплаве, способствуют
14 в. с. Юдкин	209
измельчению его структуры, в результате чего повышаются меха-
нические свойства сплава.
Предварительный сплав АЛ8 с бериллием и титаном пере-
плавляется на рабочий сплав как без флюса, так и с флюсом.
Сплав АЛ8 разливают при температуре 680—700° С. Эта тем-
пература наиболее благоприятна для получения высоких механи-
ческих свойств литых изделий.
Плавка алюминиевокремнистых сплавов (АЛ2, АЛ4 и АЛ9)
в зависимости от шихты может осуществляться по двум техноло-
гическим схемам:
1. В нагретую печь загружают чушки силумина (СЛМ) или
СЛМ2 и отходы данного сплава. После расплавления основной
массы шихты загружают предварительно подогретые чушки алю-
миния (АО или А1, или А2) и соответствующие лигатуры.
2. В нагретую печь загружают чушки алюминия и отходы дан-
ного сплава. После их расплавления загружают предварительно
подогретые необходимые лигатуры. Порядок введения лигатур
при плавке сплава АЛ4 следующий: сначала вводят лигатуру
алюминий — кремний, после ее расплавления вводят лигатуру
алюминий — марганец, расплав перемешивают, снимают шлак,
подогревают до температуры 680—700° С, после чего вводят
в расплав магний в чистом виде или в виде лигатуры алюми-
ний— магний. Готовый расплав подогревают до температуры
720—730° С, сливают в разливочные ковши, где подвергают его
совмещенному рафинированию и модифицированию универсаль-
ным флюсом ВИ-45.
Таблица 16
СОСТАВЫ ФЛЮСОВ ДЛЯ МОДИФИЦИРОВАНИЯ И СОВМЕЩЕННОГО ПРОЦЕССА
РАФИНИРОВАНИЯ И МОДИФИЦИРОВАНИЯ СПЛАВОВ АЛ2, АЛ4. АЛ9
Температура перегрева сплава, °C	Состав модификатора, %				Время модифицирования, мин
	NaF	NaCl	КС1	Na.AlF.	
780—820	65	35	—	—	12—15
800—820	60	25	—	15*	Перед заливкой модифика- тор засыпают на дно тигля, затем тигель наполняют расплавом. После этого рас- плав выдерживают в тигле 5 мин
730—750	40	45	—	15*	
730—760	25	62,5	12,5	—	12—15
780—820 ♦ Универе	35 :ал ьный	| 50 флюс.	15	1 -	|	12—15
2 10
Составы флюсов для модифицирования и совмещенного про-
цесса модифицирования и рафинирования приведены в табл. 16.
§ 39. ПЛАВКА ДЕФОРМИРУЕМЫХ •
АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
В основе технологии плавки деформируемых алюминиевых
сплавов лежат те же технологические принципы, что и в техно-
логии плавки литейных алюминиевых сплавов.
Характерной особенностью современного крупносерийного
производства слиткового литья является непрерывность техноло-
гического цикла получения заготовки, что требует одновременно
больших количеств жидкого металла. Поэтому плавка деформи-
руемых алюминиевых сплавов осуществляется преимущественно
в плавильных печах ванного типа большой емкости, доходящей
до 40 т и более. Плавка больших масс металла, особенно в топ-
ливных печах ванного типа, в случае окислительной атмосферы
сопровождается повышенным окислением металла, в результате
чего увеличиваются потери металла и степень загрязненности
расплава неметаллическими включениями. Кроме того, значи-
тельно ухудшаются условия металлургической обработки распла-
ва при рафинировании. Поэтому для получения высококачествен-
ных деформируемых алюминиевых сплавов необходимо уделять
большое вниманние защите расплава от излишнего окисления и
правильному выбору метода и технологии рафинирования ме-
талла.
Кроме того, следует обращать внимание на правильное соот-
ношение между глубиной и площадью свободной поверхности
ванны расплава в печи.
Подготовка шихты
Исходные шихтовые материалы также должны быть доста-
точно чистыми, сухими и иметь соответствующие габариты. Ших-
та для приготовления деформируемых алюминиевых сплавов
в общем случае обычно составляется из свежих чушковых метал-
лов, вторичных металлов, отходов производства и лигатур. Отхо-
ды производства могут употребляться в шихту от 40 до 80%
(в зависимости от марки сплава). Степень необходимого осве-
жения шихты чистыми чушковыми металлами определяется со-
ставом приготовляемого сплава и вторичных металлов.
Расчет шихты деформируемых алюминиевых сплавов также
производится на оптимальный химический состав, причем для
улучшения технологических свойств сплавов рекомендуется рас-
считывать шихту не только по основным компонентам, но и по
примесям, так как количественное содержание последних оказы-
вает большое влияние на степень чувствительности сплава к об-
разованию горячих трещин в слитках.
14*	211
При приготовлении алюминиевомагниевых деформируемых
сплавов с целью предохранения их от интенсивного окисления
при плавке и литье, а также для улучшения их литейных свойств
рекомендуется производить защитное легирование сплавов бе-
риллием в количестве 0,0005—0,001%. Введение бериллия в рас-
плав производится в виде алюминиевобериллиевой лигатуры.
Плавка деформируемых алюминиевых сплавов, как уже отме-
чалось выше, может производиться в пламенных и электрических
печах сопротивления ванного типа, а также в индукционных пе-
чах большой емкости с магнитопроводом.
Загрузка шихты
Загрузка шихтовых материалов в печь при приготовлении де-
формируемых алюминиевых сплавов должна производиться в со-
ответствии с общими правилами и учетом наименьших потерь ме-
талла при плавке в виде угара и минимального загрязнения спла-
ва неметаллическими включениями. Наиболее рациональным
в этом отношении является следующий порядок загрузки шихты.
Сначала в печь загружают чушковый первичный алюминий, по-
том бракованные слитки, затем отходы первого сорта и рафини-
рованный переплав, затем лигатуры. Медь может быть введена
в расплав как в виде алюминиевомедной лигатуры, так и в виде
электролитической меди и отходов.
Температура расплава перед введением меди должна быть
в пределах 710—750° С. Легкоокисляющиеся металлы (магний,
цинк) вводятся в расплав в чистом виде после полного расплав-
ления всей шихты при температуре расплава 660—720° С.
Магний вводят в расплав с помощью колокольчика (дырча-
той коробки), а цинк — погружают в расплав ложкой.
Перед введением легкоокисляющих металлов расплав очища-
ют от шлака.
Для обеспечения более равномерного распределения легирую-
щих компонентов после введения каждого из них расплав тща-
тельно перемешивают.
В случае приготовления мягких сплавов (АВ, АМц) рекомен-
дуется загружать и плавить составляющие шихты одновременно.
Технология приготовления деформируемых алюминиевых
сплавов, содержащих более 5% Mg, имеет некоторые особенности
вследствие повышенной их окисляемости в жидком состоянии.
Алюминиевомагниевые сплавы с высоким содержанием маг-
ния обладают повышенной склонностью к образованию горячих
трещин в слитках непрерывного литья. Это объясняется малой
прочностью сплавов при высоких температурах и формированием
на поверхности слитка непрочной и рыхлой окисной пленки маг-
ния. Так, по мнению В. А. Ливанова, микротрещины, которые
возникают на поверхности, становятся местами концентрации на-
пряжений и при недостаточно равномерном охлаждении вызыва-
212
ют появление горячих трещин. На горячеломкость алюминиево-
магниевых сплавов (АМг5В и АМгб) большое влияние оказывает
содержание основных компонентов и примесей.
Исследованиями [48, с. 195] установлено, что для снижения
горячеломкости сплавов АМг5В и АМгб необходимо:
1)	поддерживать отношение содержания железа и кремния
выше 1,5;
2)	выдерживать содержание марганца в сплаве 0,50—0,55%;
3)	производить подшихтовку бериллием в количестве 0,0001 —
0,0002%.
Присадка бериллия не только снижает склонность сплава
к горячеломкости, но и обеспечивает серебристый цвет поверхно-
сти слитка.
Для получения слитков без грубых скоплений интерметалли-
ческих соединений содержание титана и ванадия в сплавах
АМг5В и АМгб должно быть по 0,02—0,05% каждого.
Таким образом, при расчете и составлении шихты для алюми-
ниевомагниевых сплавов должны быть учтены изложенные выше
особенности.
Плавка алюминиевых сплавов с высоким содержанием магния
должна проводиться по возможности в печах, исключающих кон-
такт печных газов с расплавом, с применением защитных флюсов.
Ниже приведена температура нагрева алюминиевых деформи-
руемых сплавов, °C, в печах электросопротивления (температура
нагревательных элементов 950°С):
Д16, ВДП, В95 ............. 740—750
АМг, АМгЗ, АМг5В, АМгб . . 750—760
Д1, Дб, АК6. АК8 ......... 750—770
АМц, АВ, АК4, АК4-1 .... 770—780
После расплавления всех составляющих шихты расплав тща-
тельно перемешивают, снимают шлак с поверхности расплава и
отбирают жидкий металл для образцов на экспресс-анализ. От-
бор проб рекомендуется производить при температуре 710—
740° С из средней зоны по глубине ванны расплава.
В случае положительных результатов экспресс-анализа рас-
плав подвергают рафинированию.
Рафинирование
Рафинирование деформируемых алюминиевых сплавов может
осуществляться в печи или ковше. В качестве рафинирующих
средств могут быть использованы флюсы и газообразный хлор.
В настоящее время наибольшее промышленное применение
нашел метод флюсового рафинирования.
В качестве рафинирующих флюсов хорошо себя зарекомендо-
вали смеси, составленные из хлористых и фтористых солей. На-
пример, широкое промышленное применение получил флюс, со-
213
держащий 15—23% криолита, 47% хлористого калия и 30—38%
хлористого натрия. Расход флюса на 1 т шихты колеблется от
1,5 до 3—5 кг в зависимости от загрязнения расплава шлаковыми
включениями.
После расплавления всех составляющих шихты поверхность
расплава посыпают флюсом в количестве 6—7 кг на 1 т шихты,
шлак на поверхности расплава перемешивают с флюсом и уда-
ляют его, после чего начинают рафинировать расплав.
В расплав с помощью колокольчика вводится кусковой плав-
леный флюс того же состава (размером кусков около 50 мм).
Колокольчик с флюсом спокойно перемещают по дну печи до
полного растворения флюса. Температура расплава при рафини-
ровании флюсом должна соответствовать нижнему пределу тех-
нологических температур нагрева сплава.
В случае рафинирования алюминиевых сплавов (типа дюр-
алюминия) в ковше процесс рафинирования осуществляется сле-
дующим образом.
В ковш заливают небольшое количество расплава, который
засыпают рафинирующим флюсом в количестве 0,5 кг. Затем
ковш полностью наполняют расплавом, с поверхности последнего
снимают шлак и расплав рафинируют кусковым флюсом, вводи-
мым с помощью колокольчика. Колокольчик спокойно перемеща-
ют по дну ковша до полного растворения флюса. Расход флюса
1,5—2 кг на 1 т расплава.
Длительность рафинирования устанавливается в зависимости
от марки сплава, степени загрязненности сплава и от емкости
расплава в ковше. Например, процесс рафинирования в трехтон-
ном ковше длится 3—4 мин для алюминия и 5—6 мин для дюра-
люминия.
После рафинирования расплав выстаивается в течение 5 мин
и очищается от шлака.
После рафинирования (в печи или ковше) расплав перелива-
ют в миксер с помощью сифона.
Модифицирование
Деформируемые алюминиевые сплавы модифицируют мето-
дом введения в расплав соответствующих добавок тугоплавких
металлов (Ta,Ti, Zr, В, V) в небольших количествах (см. табл. 1).
Модифицирующие добавки вводят в расплав в виде лигатур
алюминий — модификатор, содержащие 3—10% модификатора.
Г лаваХ
ПЛАВКА
МАГНИЕВЫХ
СПЛАВОВ
Плавка магниевых сплавов осуществляется двумя основными
методами: одноступенчатым и двухступенчатым (комбиниро-
ванным).
При одноступенчатом методе плавки разливка металла в фор-
мы или изложницы (кристаллизаторы) производится непосредст-
венно из печей, в которых производилась плавка металла. Залив-
ка металла в формы может производиться или с помощью разли-
вочных ковшей в случае плавки металла в стационарных пла-
вильных печах (тигельных и отражательных) или непосредствен-
но из плавильного тигля в случае плавки металла в выемных
стальных тиглях.
При двухступенчатом методе плавка и разливка металла про-
изводятся по следующей схеме:
1.	При фасонном литье расплавление металла ведется в отра-
жательных печах большой емкости или в стационарных литых
тиглях или в индукционных печах;
слив расплавленного металла производится в раздаточные
стационарные стальные литые тигли или в выемные сварные
стальные тигли путем поворота печи или с помощью разливоч-
ных приспособлений;
после этого металл заливается в формы из стационарных ли-
тых тиглей ковшами или из выемных сварных тиглей непосред-
ственно.
2.	При литье слитков металл плавится в отражательной печи;
затем переливается из печи в миксер, где производится доводка
расплава (рафинированием, модифицированием, выстаиванием)
и подогрев до требуемой температуры, после этого металл тран-
спортируется из миксера, в кристаллизатор по желобу или по-
дается в кристаллизатор по металлопроводу с помощью насосов.
§ 40. ПЛАВКА ЛИТЕЙНЫХ МАГНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Магний и его сплавы обладают высокой химической активно-
стью и пористой окисной пленкой, которая плохо защищает
215
расплав от окисления. При высоких температурах магний и его
сплавы воспламеняются. Поэтому при плавке магниевых сплавов
следует соблюдать следующие основные условия.
1.	Все шихтовые материалы должны быть чистыми и сухими.
Перед загрузкой в плавильные агрегаты они должны быть пред-,
варительно подогреты до 80—130~ С.
2.	Плавка должна осуществляться под слоем защитного флю-
са. Если на поверхности.расплава начинает гореть металл, очаги
горения следует немедленно присыпать порошкообразным флю-
сом ВИ2.
3.	Весь плавильный инструмент (мешалки, колокольчики, раз-
ливочные ковши) перед опусканием в расплав должен быть про-
грет и промыт в расплавленном флюсе.
4.	При разливке струю металла необходимо припыливать сер-
ным цветом.
5.	Рафинировать магниевые сплавы следует флюсами, путем
перемешивания расплава в вертикальном направлении с одно-
временным припыливанием расплава порошкообразным флю-
сом ВИ2.
Магниевые сплавы готовят в два приема: сначала предвари-
тельный, а затем рабочий сплав.
Шихтовку предварительных и рабочих и магниевых сплавов
рекомендуется производить по расчетному химическому составу.
Технология плавки предварительного магниевого сплава
Предварительный магниевый сплав может быть приготовлен
как в тигельных, так и в подовых плавильных печах.
Плавка предварительных магниевых сплавов в стационарных
тигельных печах производится следующим образом.
В подогретый до 400—500° С тигель загружают порошкооб-
разный или жидкий флюс ВИ2 (или № 2) в количестве 0,5—1,5%
и присыпают стенки и дно тигля этим же флюсом из расчета
0,1—0,25% от массы шихты. После этого производят загрузку
шихты, предварительно нагретой до 120° С, но не более 300° С.
Составляющие шихты загружают в следующей последовательно-
сти: 1) возврат производства; 2) магний; 3) лигатура алюми-
ний— марганец; 4) алюминий.
Загруженную шихту присыпают порошкообразным или зали-
вают жидким флюсом ВИ2 и расплавляют.
Температуру расплава в случае плавки сплава МЛ2 доводят
до 760—780° С, а в случае плавки сплавов МЛЗ, МЛ4, МЛ5 и
МЛ6 — до 700—720° С. После этого в расплав вводят соответст-
вующие легирующие добавки: в сплав МЛ2 вводится металличе-
ский марганец, предварительно подогретый до температуры
800°С, или обезвоженный сухой хлористый марганец; в сплавы
МЛЗ, МЛ4, МЛ5, МЛ6 вводится металлический цинк, подогретый
до температуры не ниже 120° С, и лигатура алюминий — бериллий
216
или алюминий — магний — бериллий, или соль фторбериллат
натрия или солевой фторбериллаткарналлитовый сплав. После
введения в сплав легирующих добавок расплав доводят до тем-
пературы 700—720° С или 730—750° С (в случае введения в сплав
бериллия в виде фторбериллата натрия) и производят рафиниро-
вание расплава флюсом ВИ2 следующим образом.
С поверхности расплава нагретой ложкой снимают загрязне-
ния и посыпают его свежим флюсом ВИ2. Затем расплав интен-
сивно перемешивают ложкой-шумовкой в течение 4—6 мин. Дви-
жение ложки-шумовки при перемешивании должно быть сверху
вниз, далее вперед от себя, затем снизу вверх и поверху к себе.
Расход флюса при рафинировании составляет примерно 0,7—1 %
от массы шихты. Рафинирование считается законченным, когда
поверхность расплава приобретет блестящий зеркальный вид.
После рафинирования поверхность расплава очищают от загряз-
ненного флюса и засыпают ее свежим флюсом. Расплав нагре-
вают до температуры 750—780° С и дают отстояться при этой тем-
пературе не менее 10—15 мин.
Во время отстаивания расплава производят отбор пробы для
химического и спектрального экспресс-анализов. Расплав доводят
до температуры 700—680° С и разливают в изложницы, предвари-
тельно нагретые до температуры не менее 120° С. Отлитые чушки
маркируют соответствующей маркой сплава и номером плавки.
После разливки сплава проверяют степень годности плавиль-
ного тигля и подготавливают его для проведения следующей
плавки. Стенки тигля очищают специальным скребком, со дна
тигля вычерпывают ложкой-шумовкой загрязнения и приступают
к новой плавке. Оставшийся в тигле от предыдущей плавки рас-
плавленный флюс иногда освежают порошкообразным флюсом
в количестве до 1% от общей емкости тигля (2—2,5 кг). Полную
замену флюса производят через 48 ч работы печи, но не более чем
через 20 плавок.
Приготовление рабочих сплавов с использованием скрапных
и раздаточных тиглей. Для ведения плавки данным методом ис-
пользуют плавильный агрегат (стенд), состоящий минимально из
трех плавильных печей, из которых одна печь предназначается
для переплава отходов (скрапа) производства и называется
скрапной печью. Другая печь предназначается для приготовления
рабочего сплава, которым будут заливаться формы, и называется
раздаточной печью и третья печь предназначается для расплав-
ления флюса .(№ 2, ВИ2 или карналлита), необходимого для про-
грева и промывки разливочных ковшей и плавильного инстру-
мента.
При больших масштабах производства раздаточная печь об-
служивается двумя или тремя скрапными печами, а флюсовая
печь может обслуживать 8—10 плавильных печей.
Приготовление рабочего сплава производится в следующем
порядке.
217
Перед загрузкой шихты скрапный тигель нагревают до тем-
пературы красного каления (700—800°С), после чего загружают
флюс ВИ2 (№ 2) в количестве 0,1—0,25% от массы шихты. По
расплавлении флюса в тигель загружают отходы производства,
предварительно подогретые. Загруженную шихту присыпают
флюсом ВИ2 (№ 2) в количестве 0,5—1,5% от массы шихты.
После расплавления шихты металл при температуре 700—
720° С рафинируют; одновременно с этой операцией подготавли-
вается раздаточный тигель. Последний подогревают до темпера-
туры красного каления и загружают в него флюс ВИ2 или № 2.
После рафинирования расплава в скрапном тигле его перели-
вают разливочными ковшами или с помощью сифона в раздаточ-
ный тигель. Последний наполняют жидким металлом примерно
на 2/з его объема и загружают чушками первичного или предва-
рительного сплава, подогретыми на борту печи до температуры
120—200° С.
Скрапный тигель также догружают предварительно подогре-
той шихтой, состоящей из возврата производства.
Последующие технологические операции плавки сплава
в скрапном тигле заново повторяются, как было описано выше.
После расплавления загруженной шихты в скрапном тигле
расплав переливают в раздаточный тигель, доводят его до темпе-
ратуры 700—730° С и при этой температуре производят рафини-
рование.
По окончании рафинирования с поверхности расплава удаля-
ют шлак и загрязненный флюс и присыпают ее свежим флюсом
ВИ2. Затем производят модифицирование способом перегрева
сплава (сплав системы магний—алюминий—цинк) или обработ-
кой сплава углеродосодержащими солями.
После модифицирования расплав доводят до температуры
разливки 750—800°С, производят отбор технологических пробна
структуру излома и разливают по формам. Перед отбором метал-
ла разливочный ковш нагревается и промывается во флюсе тре-
тьей промывной печи. Промывочный флюс в течение всей работы
поддерживается на постоянном температурном уровне, равном
750—850° С.
Операция промывки разливочного ковша производится сле-
дующим образом. Ковш погружают и несколько раз поворачива-
ют в расплавленном флюсе, чтобы флюсом были промыты как на-
ружные, так и внутренние стенки ковша. Затем ковш вынимают
из флюсового тигля и остатки флюса сливают через широкое от-
церстие ковша. После этого ковш поворачивают кверху дном и
остатки флюса с носка, стенок и дна ковша тщательно стряхи-
вают.
Разливка жидкого металла из раздаточного тигля производит-
ся следующим образом: разливочный ковш после его промывки
во флюсе промывного тигля медленно опускается до соприкосно-
вения дна ковша с флюсовым покровом на зеркале металла, за-
218
тем быстрым движением слой флюса отводится дном ковша
в сторону, после чего ковш поворачивается и широким отверстием
забирает металл. Ковш с металлом вынимается из тигля, выдер-
живается над тиглем до полного стекания флюса со стенок ков-
ша, затем небольшое количество металла (2—3%) сливается че-
рез носок ковша в тигель.
Во время отбора металла из тигля очаги горения металла ту-
шат флюсом ВИ2.
После разливки металла по формам из тигля с помощью лож-
ки-шумовки удаляют скопившиеся на дне тигля загрязнения
(шлак и загрязненный флюс), затем в тОхМ же технологическом
порядке производят повторную плавку рабочего сплава.
Приготовление рабочего сплава без скрапного тигля. Отличи-
тельной особенностью данного метода плавки является то, что
один и тот же плавильный тигель предназначается и для расплав-
ления шихты и раздачи металла и для заливки форм.
Плавильный блок может состоять минимально из двух печей:
одной печи для расплавления шихты и второй — для расплавле-
ния промывного флюса (№ 2, ВИ2 или карналлита).
Приготовление рабочего сплава производится в следующем
порядке.
В подогретый и офлюсованный тигель загружают составляю-
щие шихты в следующей последовательности: чушки первичного
или предварительного сплава, чушки переплава возврата 2-го и
3-го сортов, крупные отходы и бракованные отливки. Возврат
в виде остатков металла в разливочных ковшах после заливки
форм сливать в печь не рекомендуется.
Плавление шихты и другие необходимые технологические опе-
рации производятся так же, как и во второй печи при работе со
скрапным и раздаточным тиглями.
Недостатком метода плавки в стационарных литых стальных
тиглях является затруднение применения их для отливки круп-
ных деталей, возможность попадания флюса в отливку при не-
правильном зачерпывании металла в заливочный ковш и пони-
женный коэффициент использования жидкого металла вследствие
того, что из тигля вычерпывается не более чем 2/з—3А расплав-
ленного в нем металла.
Плавка в выемных тиглях
Особенностью этого метода является то, что все операции
(расплавление металла, рафинирование и модифицирование)
производятся в сварном стальном тигле. Разливка металла по
формам также производится из такого тигля.
При этом способе плавки не требуется предварительной за-
грузки флюса в тигель, а производится лишь припыливание по-
рошкообразным флюсом стенок и дна тигля и загруженной в ти-
гель твердой шихты.
219
Преимуществом данного метода является небольшой расход
флюса (2—3% от массы шихты), возможность заливки деталей
любого размера как мелких, так и крупных и более полное ис-
пользование жидкого металла из тигля (до 85% от емкости тиг-
ля). Получаемый при данном ме!оде плавки сплав отличается бо-
лее высокой коррозионной стойкостью, чем при методе плавки
в стационарных тиглях.
Метод плавки в выемных тиглях преимущественно исполь-
зуется при небольших масштабах производства.
Методом плавки в выемных тиглях можно готовить как пред-
варительные, так и рабочие магниевые сплавы.
Приготовление предварительных сплавов. Технологический
процесс приготовления предварительных сплавов в выемных тиг-
лях аналогичен технологическому процессу приготовления пред-
варительных сплавов в стационарных тиглях.
Приготовление рабочих сплавов. Технологический процесс
приготовления рабочих сплавов по данному методу осуществ-
ляется в следующем порядке.
Тигель перед началом плавки очищают от остатков предыду-
щей плавки и тщательно проверяют. Проверенный и очищенный
тигель устанавливают в печь, нагревают до темно-красного кале-
ния (примерно до 400—500°) и присыпают дно и стенки тигля флю-
сом ВИЗ (при применении выемных тиглей чайникового типа до-
пускается применение флюса ВИ2) в количестве 2—3% от массы
загружаемой шихты. После расплавления флюса производится
загрузка шихтовых материалов в твердом или в жидком виде.
При загрузке твердых шихтовых материалов их сверху засы-
пают флюсами и следят за тем, чтобы они во время расплавления
не загорались. Если происходит загорание, его тушат присыпа-
нием флюса ВИЗ.
Порядок загрузки шихтовых материалов при изготовлении
сплавов из свежих материалов аналогичен порядку при загрузке
их в стационарные тигли.
В случае применения жидкой шихты в виде промежуточного
сплава его переливают в тигель из отражательной печи.
После расплавления всей шихты сплав доводят до температу-
ры 720—750° С и при этой температуре начинают модифициро-
вать углеродсодержащими солями.
По окончании модифицирования расплавленный металл до-
водят до температуры 700—720°С, с поверхности сплава удаля-
ют загрязнения, засыпают свежим флюсом, выключают печь и
производят рафинирование при помощи флюса ВИ2 в течение
3—5 мин.
После рафинирования с поверхности снимают шлак и загряз-
ненный флюс, засыпают свежий флюс и выдерживают сплав в те-
чение 10—15 мин.
Во время выстаивания сплава берут пробы на химический
экспресс-анализ и на излом. Если пробы соответствуют заданным
220
условиям, тигель вынимают, металл доводят до температуры за-
ливки и производят заливку форм. При разливке металла из вы-
емных тиглей необходимо следить за тем, чтобы флюсы не попа-
дали в форму. Разливочный носок выемного тигля очищают от
окалины и флюса, корочку флюса сдвигают к противоположной
стенке, а зеркало металла присыпают порошком серы с борной
кислотой, если температура металла в тигле ниже 850°С и при-
сыпают флюсом ВИЗ, если температура металла в тигле выше
850° С. Носок тигля во время заливки нужно держать ближе
к литниковой чаше или воронке стояка, а струю металла припы-
ливать серным цветом. Струя металла из тигля должна поступать
в литниковую чашу равномерно. Литниковая чаша или воронка
должны быть полностью заполнены металлом в течение всего пе-
риода заливки.
После разливки металла в формы в тигле должно остаться
10—15% металла от емкости тигля. Этот металл сливают в из-
ложницы или в скрапный тигель.
Освобожденный от металла тигель очищают от флюсов и окис-
лов, присыпают свежим флюсом и производят следующую
плавку.
Плавка литейных магниевых сплавов двухступенчатым мето-
дом (комбинированным). Отличительная особенность этого мето-
да плавки заключается в том, что полный технологический цикл
приготовления сплава складывается из сочетания операций, осу-
ществляемых в две стадии в двух плавильных печах.
В первой плавильной печи готовят промежуточный сплав, ко-
торый затем переливают во вторую плавильную печь для приго-
товления рабочего сплава.
Первая стадия плавки осуществляется в более крупных ста-
ционарных печах различного типа: в тигельных, в оражательных
и в индукционных.
Вторая стадия осуществляется в выемных тиглях, установлен-
ных в нагревательных стендах.
Преимуществом плавки комбинированным методом является
высокая производительность, особенно при отливке крупных де-
талей (массой 200—600 кг и выше). При этом также обеспечи-
вается повышенная коррозионная стойкость сплава.
Плавка комбинированным методом с исполь-
зованием отражательной печи ванного типа. Та-
кой вариант комбинированного метода плавки применяется в тех
случаях, когда требуется выплавить значительное количество
жидкого металла с однородным химическим составом для отлив-
ки крупных деталей.
Первая стадия технологического цикла приготовления сплава
осуществляется в отражательной печи емкостью Зги выше. Печь
нагревается до температуры 800—850° С. Затем в печь загружают
5—6 кг молотого флюса (№ 2 или ВИ2) для промывки пода. Пос-
ле этого загружают подогретую 'металлическую шихту (шихтовые
221
материалы необходимо загружать в один прием). Сверху шихто-
вые материалы присыпают флюсохМ № 2 в количестве 3—4% от
массы шихты. Во время загрузки шихты и флюса печь должна
работать при уменьшенной подаче топлива.
После загрузки шихты (кроме цинка) и флюса начинают
плавление. При этом печь должна работать на полную мощ-
ность.
В. случае загрузки шихты в два приема после расплавления
первой порции догружают оставшуюся часть металлической ших-
ты и соответствующее количество флюса.
При плавлении шихты все время необходимо следить за хо-
дом плавки. Места загорания шихты следует посыпать порошко-
образным флюсом вручную или при помощи флюсового распыли-
теля, действующего сжатым воздухом.
После расплавления шихты и перемешивания расплава при
температуре 680—700° С производится загрузка подогретого цин-
ка и расплав вновь перемешивается.
При температуре 710—720° С с поверхности расплава снима-
ют шлак и загрязненный флюс и наносят свежий флюс ВИ2. Пос-
ле расплавления флюса сплав рафинируют в течение 4—6 мин.
Расход флюса при рафинировании составляет 0,5—1,0% от массы
сплава.
После окончания рафинирования с поверхности расплава счи-
щается шлак и загрязненный флюс, наносится свежий флюс
производится отстаивание в течение 15—20 мин.
Во время отстаивания осуществляется отбор проб на экспресс-
анализ для контроля химического состава.
В случае положительных результатов анализа по истечении
времени выстаивания сплава выключают печь и сплав разливают
в выемные тигли, установленные в нагревательные стенды. Раз-
ливку прекращают, когда в печи остается примерно 50 кг сплава.
По окончании разливки сплава под печи очищают от шлака и
загрязненного флюса и начинают в таком же порядке следующую
плавку.
В выемных тиглях осуществляется вторая стадия технологи-
ческого цикла приготовления сплава.
Выемные тигли для проведения второй стадии технологиче-
ского цикла приготовления сплава перед наполнением их рас-
плавом очищают от остатков предыдущей плавки, нагревают до
температуры темно-красного каления и присыпают флюсом.
Жидкий металл, разлитый из отражательной печи в выемные
тигли, подвергается дальнейшей обработке в жидком состоянии,
соответствующими методами модифицирования и рафинирования
с целью доведения его до рабочего сплава, пригодного для залив-
ки литейных форм.
Технология ведения обработки жидкого сплава в выемных,
тиглях была описана выше (см. стр. 219).
222
Плавка комбинированным методом с исполь-
зованием индукционной печи промышленной ча-
стоты. Для плавки магниевых сплавов наиболее рациональны-
ми печами, как уже отмечалось выше, являются тигельные индук-
ционные печи промышленной частоты.
По сравнению с приведенным выше вариантом комбинирован-
ной плавки магниевых сплавов данный вариант комбинированной
плавки отличается быстротой процесса, высокой производитель-
ностью (400—500 кг/ч), высоким к. п. д. (75—85%) и получением
высококачественных сплавов с минимальными потерями металла
в виде угара. Кроме того, значительно улучшаются условия
труда [21].
Первая стадия плавки производится в индукционных печах
емкостью от сотни килограммов до нескольких тонн.
Порядок ведения плавки в индукционных тигельных печах
промышленной частоты аналогичен порядку ведения плавки
в обычных тигельных печах.
Металлическая шихта при плавке в индукционной печи ис-
пользуется в виде кусков и чушек. В тигле печи она должна укла-
дываться с максимальной плотностью. Поверхность шихты также
должна покрываться сухим порошком флюса ВИ2. Этим же флю-
сом тушат очаги загорания металла. Не рекомендуется вести
плавку, если масса шихты составляет менее 70% емкости тигля.
После расплавления всей шихты по достижении температуры
расплава (700—730°С) выключают печь и при непрерывном вве-
дении жидкого или порошкообразного флюса (в количестве 0,5—
1,0% от массы шихты) в течение 2—5 мин производят рафиниро-
вание сплава.
По окончании рафинирования и выстаивания сплава в тече-
ние 12—15 мин при выключенной печи сплав переливают в выем-
ные тигли для проведения второй стадии плавки.
Вторая стадия плавки в выемных тиглях производится по
технологии плавки в выемных тиглях.
§ 41. ПЛАВКА МАГНИЕВЫХ СПЛАВОВ,
СОДЕРЖАЩИХ РЕДКОЗЕМЕЛЬНЫЕ МЕТАЛЛЫ И ЦИРКОНИЙ
Шихтовые материалы
Для приготовления магниевых сплавов, содержащих редко-
земельные металлы и цирконий, могут быть использованы сле-
дующие исходные шихтовые материалы: свежие чушковые метал-
лы, возврат производства, лигатуры, соли и флюсы.
Для введения циркрния в расплав могут быть использованы:
ооль фторцирконата кйлия, солевой сплав системы фторцирконат
калия — фтористый кальций — хлористый литий, лигатура Mg —
:Zr и шлак-лигатура.
223
Наиболее экономически целесообразно введение циркония
в расплав в виде сплава солей.
Из литературных источников известно, что введение циркония
в виде сплава солей дает возможность вести плавку магниевоцир*
кониевого сплава при температуре 800° С вместо 900—920° С при
введении циркония непосредственно в виде соли фторцирконата
калия. Кроме того, достигается стабильное высокое содержание
циркония в сплаве, увеличивается его растворимость в расплаве
в два раза, повышается чистота сплава и значительно облегчают-
ся условия труда.
Для введения в расплав редкоземельных металлов применяют
металлический лантан чистотой 98%, неодим чистотой не ниже
90% или лигатуры Mg—La (с содержанием лантана 20—40%),
Mg— Nd (с содержанием неодима 15—40%).
Для введения церия используют мишметалл, содержащий
50—65% церия или ферроцерий. Последний менее желателен, так
как вводит в сплав железо, снижающее содержание циркония
в сплаве.
Флюс, применяемый для плавки и рафинирования, рекомен-
дуется применять без содержания хлористого магния. Это дает
возможность значительно снизить потери редкоземельных метал-
лов при введении их в сплав.
Хлористый магний взаимодействует с редкоземельными ме-
таллами и значительно снижает их содержание в сплаве.
При введении плавки под флюсами ВИ2 и ВИЗ потери редко-
земельных металлов составляют: лантана 20—25%, неодима
10—15% и мишметалла 10—15%.
В случае ведения плавки под флюсом, не содержащим хлори-
стый магний, потери этих металлов следующие: лантана 8%, нео-
дима 5% и мишметалла 3—5%.
При расчете шихты с использованием возврата необходимо
учитывать потери циркония при переплаве.
На величину потерь циркония в сплаве большое влияние ока-
зывает продолжительность выстаивания сплава в период рас-
плавления шихты при температурах, близких к точке плавления.
Чем продолжительнее выстаивание, тем больше потери циркония.
Кроме того, на величину потерь циркония в сплаве большое влия-
ние оказывает степень загрязненности сплава примесями желе-
за, кремния; последние попадают в сплав из тиглей и плавиль-
ного инструмента, формовочных материалов и т. д.
Примеси железа, кремния, алюминия и других не должны
иметь место в шихтовых материалах. При наличии этих примесей
в шихтовых материалах в процессе плавки цирконий вступает
в химическое взаимодействие и образует с ними тугоплавкие не-
растворимые в магнии интерметаллические соединения, резко
снижающие содержание циркония в сплаве. Поэтому металличе-
ская шихта для приготовления магниевых сплавов, содержащих
цирконий, должна быть высокой чистоты.
224
Все шихтовые материалы должны быть сухими.
Флюсы, применяемые для плавки и рафинирования сплава, не
должны содержать влаги более 3%. Сплав солей и шлак-лигату-
ра для введения циркония должны применяться совершенно су-
хими.
В случае приготовления магниевоциркониевых сплавов с ис-
пользованием в шихте 50—70% возврата производства сплав
нуждается в подшихтовке циркония. При этом рекомендуются
для введения в расплав следующие количества шлак-лигатуры
или сплава солей в зависимости от содержания циркония в исход-
ном сплаве [5], приведенные в табл. 17.
Таблица 17
РАСХОД ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ ДЛЯ ВВЕДЕНИЯ ЦИРКОНИЯ В СПЛАВ
Содержание циркония в исходном сплаве, %	4 Шихтовые материалы, %	
	шлак-лигатура	|	сплав солей
0,5	1,5	2,5
0,4	2,3	3,0
0,2	3,2	5,0
0,1	4,0	7,5
Плавка сплава в тигельных печах
Шихта, составленная из первичных металлов, предваритель-
ного сплава и возврата производства, загружается в стационар-
ный или выемный тигель, хорошо очищенный от загрязнений пре-
дыдущей плавки и предварительно подогретый до определенной
температуры. Плавку шихты ведут под слоем соответствующего
флюса.
Шихта загружается в следующем порядке: вначале загружа-
ют чушковый магний и возврат производства, затем в расплав
при температуре 720—740° С вводят чушковый цинк, мишметалл,
лантан или лигатуру магний — неодим. Плавка ведется под сло-
ем соответствующего флюса. По расплавлении шихты расплав
нагревают до температуры 780—790° С, вводят лигатуру Л2 или
шлак-лигатуру. Последняя вводится в расплав при помощи лож-
ки-шумовки под зеркало металла с выдержкой до полного раство-
рения лигатуры. После введения всего необходимого количества
шлак-лигатуры расплав перемешивают в Течение 10 мин, затем
сплаву дают отстояться в течение 5—10 мин для осаждения за-
грязнений на дно тигля. Осевшие загрязнения удаляют со дна
тигля при помощи ложки-шумовки и расплав рафинируют соот-
ветствующим порошкообразным флюсом в течение 5—7 мин. При
этом рафинирующий флюс засыпают на поверхность металла и
при интенсивном перемешивании последнего в вертикальном на-
правлении при помощи железной ложки замешивают в глубь
расплава. Расход флюса при рафинировании составляет 1,5—2%
от массы расплава.
15 в. с. Юдкин	225
После окончания рафинирования расплав доводят до необхо-
димой температуры и при этой температуре дают ему отстояться
не менее 20 мин. Во время отстаивания расплава отбирают необ-
ходимые технологические пробы. После истечения времени от-
стаивания и получения качественных технологических проб рас-
плав разливают по формам.
Плавка сплавов комбинированным методом
Плавку ведут в две стадии. Первая стадия плавки осуществ-
ляется в отражательной бестигельной печи. Вторая — в раздаточ-
ных тиглях.
Плавильные печи перед плавкой тщательно очищают от остат-
ков предыдущей плавки. Если в печах готовились магниевые
сплавы других марок, содержащие в своем составе компоненты,
не допускаемые в приготовляемом сплаве, в печах необходимо
провести промывную плавку флюсом или магнием. Плавильный
инструмент и разливочные ковши также должны быть чистыми.
Плавка ведется в следующей последовательности.
В подготовленную отражательную печь загружают основную
массу шихты, состоящую из свежих чушковых металлов и возвра-
та производства. Плавку ведут под соответствующим флюсом.
После расплавления загруженной в печь шихты расплав нагре-
вают до температуры 720—740° С и вводят пинк, если он необхо-
дим. При температуре 800° вводят в расплав в 3—4 приема цир-
коний в виде солевого сплава или лигатуры Л2, который забра-
сывается на поверхность расплава, предварительно очищенную
от шлака и флюса. Сразу же после каждой загруженной порции
солевого сплава расплав тщательно перемешивают. После вве-
дения циркониевого солевого сплава через 10—15 мин отбирают
пробу для экспресс-анализа на определение содержания цир-
кония.
При удовлетворительном анализе по цирконию расплав дово-
дят до температуры 740° С и при этой температуре рафинируют
флюсом в течение 10 мин. Расход флюса составляет 1,5% от мас-
сы шихты. После рафинирования расплав отстаивается в течение
40 мин. Затем его переливают в раздаточные тигли, доводят под
слоем флюса, не содержащим хлористого магния, до температу-
ры 720—780° С и вводят в расплав под слой флюса редкоземель-
ные металлы (неодим, лантан, церий). После полного растворе-
ния в расплаве введенных редкоземельных металлов сплав рафи-
нируют флюсом в количестве 0,5% от массы шихты в течение
3—5 мин и выстаивают 20—30 мин. Затем при технологической
температуре сплав разливают по формам.
Плавка магниевых сплавов, содержащих торий
Специфическая особенность плавки магниевых сплавов с то-
рием заключается в том, что металлический торий является ра-
диоактивным элементом. Поэтому при плавке магниевых сплавов
226
с торием и при дальнейшей обработке литых изделий должны
быть предусмотрены соответствующие мероприятия по защите от
попадания в организм радиоактивных веществ и от действия из-
лучения.
Для шихтовки сплава используют чушковые первичные ме-
таллы, возврат производства, лигатуры и флюс.
Металлический торий вводится в сплав при температуре 780—
800° С в виде чушек, в виде ториевой стружки или лигатуры ма
ний — торий, содержащей тория 10—30%.
Расчет шихты рекомендуется вести на верхний предел содер-
жания тория в сплаве.
Шихтовые материалы, содержащие торий (возврат произвол*
ства, торий, лигатуры, содержащие торий и т. п.), должны хра-
ниться в специальном помещении с хорошей вытяжной венти-
ляцией.
Для приготовления магниевых сплавов с торием применяют
тигельные печи с выемным стальным тиглем.
Плавку ведут под флюсом, содержащим хлористый магний.
Порядок ведения плавки в тигельных печах с выемным тиглем
такой же, как и при плавке магниевых сплавов, не содержащих
торий. Изделия, приготовленные из сплавов магния с торием,
должны храниться в специальных помещениях.
Торий рекомендуется вводить небольшими порциями, не более
1,5 кг за один прием. При этом следует учитывать потери тория,
превышающие 25%.
Рафинирование магниевых сплавов
Наиболее распространенным методом очистки магниевых
сплавов является метод обработки расплавов рафинирующими
флюсами.
Сущность рафинирования расплава флюсом состоит в том,
что магниевые сплавы при температуре выше 730° С промывают-
ся рафинирующим флюсом, при этом частицы жидкого флюса
смачивают взвешенные в сплаве неметаллические примеси
(окислы, нитриды), спекают, агломерируют их и осаждают на
дно ванны. Присутствующие во флюсе CaF2 и MgF2 (образовав-
шийся в результате обменной реакции CaF2 с MgCl2) способст-
вуют лучшему отделению флюса от металла и частично раство-
ряют окислы, что улучшает рафинирование.
Практически процесс рафинирования заключается в присы-
пании зеркала металла порошкообразным флюсом и замешива-
нии его в расплав. Перемешивание расплава при рафинировании
ускоряет процесс более полного удаления неметаллических при-
месей из сплава.
Для рафинирования магниевых сплавов от неметаллических
примесей могут быть использованы или единые (универсальные)
флюсы, которые применяют на всех стадиях технологического
15	22?
процесса плавки, или рафинирующие флюсы, которые применяют
только на стадии рафинирования расплава. В последнем случае
плавка ведется под покрывным флюсом.
При обработке магниевых сплавов единым флюсом рафиниро-
вание сплава происходит за счет флюса, находящегося в тигле,
и флюса того же состава, наносимого на поверхность жидкого,
сплава.
При обработке магниевых сплавов рафинирующим флюсом
рафинирование идет главным образом за счет рафинирующего
флюса, наносимого на поверхность жидкого металла. Рафиниру-
ющий флюс в этом случае адсорбирует неметаллические приме-
си, находящиеся во взвешенном состоянии в расплаве, сгущает
покрывной флюс, находящийся в тигле, сообщая ему большую
вязкость и малую поверхностную активность по отношению к
сплаву. Чем меньше поверхностная активность флюса по отноше-
нию к сплаву, тем эффективнее идет процесс очищения расплава
от хлоридов и окислов.
На полноту очищения магниевых сплавов от неметалличес-
ких примесей большое влияние оказывают температура расплава
и длительность выстаивания его после обработки флюсом.
 С повышением величин этих параметров технологического
процесса рафинирования достигается более полное удаление не-
металлических включений.
Для получения качественного магниевого сплава расход флю-
са при плавке должен составлять 6—8% от массы металличес-
кой шихты; расход на рафинирование 1,5—2%. При плавке в от-
ражательных печах расход флюса составляет более 10%.
Рафинирование газообразными веществами. Обработка маг-
ниевых сплавов газообразными рафинирующими средствами име-
ет целью очищение расплава от газообразных примесей (в основ-
ном водорода).
Обработка хлором. Оптимальными условиями процесса
хлорирования магниевых сплавов являются следующие:
а)	температура расплава 640—660° С;
б)	скорость продувания хлора через расплав 2,5—8 л!мин
при постоянном расходе хлора не выше 3% от массы расплава;
в)	длительность хлорирования не превышает 10 мин и зави-
сит от степени загазованности расплава, от количества расплава
и от количества подачи хлора в единицу времени.
В настоящее время в литейных цехах отечественной промыш-
ленности, как уже отмечалось выше, метод рафинирования ме-
таллов хлором ввиду его токсичности в промышленном масшта-
бе не применяется.
Обработка расплава смесью хлора с четы-
реххлористым углеродом. Совместная обработка маг-
ниевых сплавов смесью хлора с четыреххлорным углеродом дает
возможность одновременно дегазировать сплавы и модифици-
ровать (измельчать) их структуру, в результате чего устраняет-
228
ся пористость в отливках и значительно повышаются механичес-
кие свойства сплава.
В состав газовой смеси входит 1—3% хлора и 0,15—0,25%
четыреххлористого углерода от массы рафинируемого расплава.
Обработка магниевых сплавов при температуре 750°С газовой
смесью, состоящей из 1 —1,5% хлора и 0,25% четыреххлористого
углерода [5] или из 3% хлора и 0,15% четыреххлористого угле-
рода (7, с. 47—72], дает возможность получать сплавы хорошего
качества как по плотности, так и по механическим свойствам.
Хлор и фосген, образующиеся при использовании смеси хло-
ра с четыреххлористым углеродом, весьма токсичные газы. Они
отрицательно сказываются на здоровье рабочих, поэтому обра-
ботка сплавов хлором и смесью хлора с четыреххлористым угле-
родом вызывает ряд неудобств, требует наличия специального
вытяжного устройства и соблюдения мер предосторожности.
Обработка инертным газом. В качестве инертного
газа может применяться аргон.
Оптимальные условия процесса -рафинирования магниевых
сплавов инертным газом следующие:
1) температура расплава в период продувки его инертным га-
зом 740—750° С;
2) скорость продувки устанавливается из расчета, чтобы рас-
плав в процессе продувки интенсивно перемешивался без выплес-
ков из тигля или ковша;
3^ время продувки для достижения допустимого содержания
газа (Н2) в сплаве, равного 8—10 см3 на 100 г сплава, должно
составлять 30 мин;
4) длительность продувки расплава инертным газом не долж-
на превышать 30 мин. Более длительная дегазация расплава
приводит к укрупнению зерна сплава.
При обработке магниевых сплавов смесью» инертного газа с
четыреххлористым углеродом рекомендуется вводить в смесь
четыреххлористый углерод из расчета 80—100 см3 на 250—300 кг
сплава.
Обработка азотом. Известны следующие оптимальные
параметры процесса обработки магниевых сплавов азотом:
1)	температура расплава при продувке азотом 660—685° С;
2)	скорость подачи азота в расплав также подбирается из
расчета обеспечения интенсивного перемешивания расплава без
выплесков расплава из тигля или ко-вша;
3)	длительность продувки расплава азотом устанавливается
в зависимости от объема расплава, степени загрязненности рас-
плава газами и количества подаваемого газа для продувки рас-
плава в единицу времени. Например, продувка расплава емко-
стью 1 т при подаче азота через трубку диаметром % дюйма
производится в течение 30 мин.
Обработка магниевых сплавов азотом сопровождается час-
тичным загрязнением сплава нитридом магния, причем степень
229
загрязнения сплава нитридом магния возрастает с повышением
температуры расплава при рафинировании. Поэтому не рекомен-
дуется обработка расплава азотом при температурах выше
700° С. После обработки расплава азотом производят рафиниро-
вание флюсами и модифицирование сплава.
Рафинирование от металлических примесей. Наличие железа
в магнии и его сплавах нежелательно, так как оно отрицательно
сказывается на коррозионной стойкости сплава. Поэтому иногда
магний и его сплавы подвергают рафинированию от излишнего
количества железа.
В качестве рафинирующих средств могут служить марганец,
церий, цирконий.
Рафинирование магния от железа марганцем осуществляется
следующим образом.
Расплав нагревают до температуры порядка 800° С и вводят
марганец в количестве, растворимом при этой температуре
(4,5%). Затем расплав доводят до температуры 700° С и выдер-
живают при этой температуре в течение 20—30 мин. При этом
концентрация марганца в растворе снижается до 2,5%.
Выпавший из раствора избыточный марганец при данной тем-
пературе сплава находится в твердом состоянии, и вследствие
большой плотности ликвирует. Вместе с марганцем ликвирует
и железо. Повторением этого процесса можно довести содержа-
ние железа в магнии до минимального количества [5].
Аналогичным образом ведут процесс рафинирования церием
и цирконием.
Модифицирование магниевых сплавов.
Модифицированием магния и его сплавов облагораживают
структуру и улучшают технологические и механические свойства
сплавов.
Литые изделия (слитки и фасонные отливки) из-чистого маг-
ния и некоторых его сплавов характеризуются крупнокристалли-
ческой структурой, которая отрицательно сказывается на меха-
нических и технологических свойствах литых изделий (крупно-
зернистая структура трудно поддается деформации). Поэтому
модифицирование крупнозернистой структуры магния и его спла-
вов имеет весьма важное значение как при производстве слитко-
вого, так и при производстве фасонного литья.
Для модифицирования магния и его сплавов могут быть ис-
пользоваы различные методы и средства.
Измельчение зерна магниевых сплавов может быть достигну-
то следующими двумя основными методами: перегревом жидкого
сплава до высоких температур и обработкой расплава неметал-
лическими и металлическими добавками.
Модифицирование методом перегрева. Моди-
фицирование'магниевых сплавов, содержащих алюминий, этим
230
методом сводится к следующему: расплав нагревают до темпе-
ратуры 850—900° С, выдерживают при этой температуре 20—
10 мин, быстро охлаждают сплав до температуры заливки.
Механизм модифицирования перегревом до настоящего вре-
мени еще не выяснен. Предполагают, что эффект модифицирова-
ния обусловливается образованием дополнительных центров кри-
сталлизации за счет химического взаимодействия алюминия
сплава с углеродом стали тигля. В результате этого взаимодей-
ствия образуется тугоплавкое химическое соединение — карбид
алюминия (А14С), который выделяется при кристаллизации из
раствора сплава в мелкодисперсной форме, образуя облако цент-
ров кристаллизации.
Преимуществом данного метода является надежность и про-
стота проведения процесса модифицирования. Недостатки мето-
да следующие: 1) повышение расхода топлива, 2) понижение
производительности плавильных печей, 3) сокращение срока служ-
бы плавильных тиглей и 4) увеличение степени окисляемости
сплава.
Обработка расплава специальными добавка-
м и. Обработка расплава углеродсодержащими модификаторами
применяется в основном для магниевых сплавов, содержащих
алюминий (МЛЗ, МЛ4, МЛ5 и МЛ6). В качестве углеродсодер-
жащих модификаторов могут быть использованы: 1) твердые
вещества: графит, сажа, углекислые соли (мрамор, мел, магне-
зит и др.); карбиды (карбид кальция, карбид алюминия); хло-
ристое железо; 2) газообразные вещества: ацетилен, углекислый
газ, четыреххлористый углерод, гексахлорэтан, гексахлорбензол.
В литейных цехах отечественной промышленности для моди-
фицирования магниевых сплавов часто применяют углекислые
соли: мел, мрамор и магнезит. Мел и мрамор вводят в расплав
в количестве 0,5—0,6% от массы шихты, а магнезит 0,3—0,4%.
Модификатор завертывают в пакеты из тонкой бумаги в сле-
дующем количестве: мел и мрамор 0,5—0,6% от массы шихты;
магнезит 0,3—0,4%. Мел вводится в расплав в виде порошка, а
мрамор и магнезит — в виде крошки.
Пакет с модификатором вводится в расплав при помощи коло-
кольчика в один-два приема. Колокольчик опускают в расплав
примерно на половину высоты тигля.
Температура расплава при модифицировании мелом и мра-
мором 760—780° С, магнезитом 720—730° С.
Продолжительность модифицирования в случае применения
мела или мрамора 5—8 мин, а в случае применения магнезита
8—12 мин. В том и другом случае модифицирование продолжа-
ется до прекращения выделения пузырьков на поверхность рас-
плава. По окончании модифицирования сплаву дают отстояться
не менее 10, но не более 40 мин.
Операцию модифицирования магниевых сплавов твердыми
неметаллическими модификаторами рекомендуется проводить до
231
процесса рафинирования, так как процесс модифицирования не-
металлическими модификаторами способствует загрязнению
сплава. Модифицирование магниевых сплавов металлическими
модификаторами достаточно подробно было изложено в раз-
деле «Некоторые теоретические основы модифицирования цвет-
ных металлов и сплавов».
§ 42. ПЛАВКА ДЕФОРМИРУЕМЫХ
МАГНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Плавка деформируемых магниевых сплавов может осущест-
вляться как в отражательных печах ванного типа, так и в ти-
гельных печах с выемным тиглем.
При большом масштабе производства слитков из деформи-
руемых магниевых сплавов применяют отражательные печи ван-
ного типа емкостью 5—10 т и выше.
При производстве слитков из магниевых сплавов непрерыв-
ным методом наиболее совершенным плавильно-литейным агре-
гатом в отечественной промышленности является комбинация
литейной машины непрерывного или полунепрерывного литья с
отражательной или индукционной <печью. Такая комбинация да-
ет возможность правильно и более экономично организовать про-
изводство слиткового литья с прогрессивной технологией.
Плавка деформируемых магниевых сплавов в отражательной
печи исключает возможность дополнительного загрязнения рас-
плава железом, обеспечивает высокую производительность с наи-
меньшими затратами.
Порядок ведения плавки деформируемых магниевых сплавов
как в отражательных печах, так и в печах других типов в основ-
ном аналогичен порядку ведения плавки литейных магниевых
сплавов. Поэтому технология приготовления деформируемых
сплавов в данном разделе 'будет представлена в виде общей тех-
нологической схемы.
Для приготовления деформируемых магниевых сплавов могут
быть использованы следующие шихтовые материалы: первичные
металлы и сплавы, возврат производства (обычно содержание
отходов своего .производства в шихте не превышает 70—75%),
лигатуры, соли и флюсы.
Все шихтовые материалы должны быть сухими и свободными
от загрязнений.
Расчет шихты производится на оптимальный состав сплава.
При расчете шихты необходимо учитывать потери составляю-
щих сплавов, особенно редкоземельных металлов и циркония.
Порядок загрузки шихты в <печь производится в соответствии
с общими правилами, описанными выше. Вначале загружают
первичный магний и его сплавы, затем лигатуры, алюминий,
цинк, кадмий, кальций, бериллий (присаживают в самом конце
плавки).
232
Плавку ведут под соответствующим покрывным флюсом и
при добавке бериллия с доведением температуры расплава до
750—760° С.
Чаще всего применяют флюс ВИ2. Однако в случае плавки
деформируемых магниевых сплавов с редкоземельными метал-
лами и цирконием рекомендуется также применять флюсы, не
содержащие хлористый магний.
Порядок введения легирующих компонентов в сплав
Основными легирующими составляющими в обычных дефор-
мируемых магниевых сплавах являются алюминий, цинк и мар-
ганец.
Жаропрочные магниевые сплавы содержат в своем составе
в качестве основной легирующей добавки редкоземельные метал-
лы: церий, лантан, неодим и торий, а также цирконий. Для сни-
жения окисляемости жидкого магния и устранения воспламене-
ния расплава в магниевые деформируемые сплавы вводится не-
большое количество бериллия (0,002—0,01%).
Все эти легирующие элементы могут быть введены в сплав
в процессе его приготовления или в технически чистом виде, или
с лигатурами, или в виде солей и их сплавов. О преимуществах
способов введения легирующих элементов отмечалось выше
в разделе «Плавка литейных магниевых сплавов».
Алюминий и цинк вводят в расплав в технически чистом виде.
Марганец, бериллий, цирконий рекомендуется вводить в расплав
в виде солей (хлористого марганца, фторбериллата натрия, фтор-
цирконата калия), церий вводят в виде мишметалла в форме
крошки. Тантал, торий вводится в расплав чаще всего в виде
лигатур. Марганец, цирконий и редкоземельные металлы вводят
в расплав при температуре порядка 800—820° С.
Алюминий и цинк вводят при температуре 690—710° С. Бе-
риллий и кальций вводят после цинка.
Серебро и кадмий вводят в расплав (МАЮ) в миксере при
температуре 780—800° С и 730—750° С соответственно.
После введения каждого легирующего элемента расплав тща-
тельно перемешивается.
При введении в расплав циркония, церия, тория, лантана и
других редкоземельных элементов необходимо учитывать, что эти
металлы обладают большим сродством к хлору, чем магний. На-
личие в покровном или рафинирующем флюсе хлористого маг-
ния неизбежно приведет к значительным потерям по реакции
2Се + 3MgCl2 -> 2СеС13 + 3Mg.
Поэтому присадка этих металлов должна производиться либо не-
посредственно перед разливкой, либо при защитном покрытии из
особых смесей солей, не содержащих MgCl2; например: 55% КС1,
15% ВаС12, 28% СаС12 и 2% CaF2. Применение подобных флю-
233
сов исключает возможность взаимодействия церия, тория, каль-
ция с хлористым магнием. После окончания подшихтовки сплава
при температуре порядка 710—730° С рафинируют флюсом ВИ2.
Расход флюса при рафинировании составляет от 1,0—1,2% до
1,5—2% массы шихты.
Рекомендуют два способа введения флюса при рафинирова-
нии магниевых сплавов: 1) молотый флюс насыпают на зеркало
ванны жидкого металла и замешивают в расплав с помощью
мешалки и 2) кусковой флюс в колокольчиках вводят под зерка-
ло жидкого металла. При передвижении колокольчика внутри
ванны флюс расплавляется и приходит в соприкосновение с жид-
ким металлом. Такой способ введения флюса дает возможность
более качественно провести операцию рафинирования сплава от
неметаллических включений, так как флюс не соприкасается с
поверхностной окисной пленкой и не запутывается в ней.
Длительность рафинирования расплава флюсом в плавильной
печи при непрерывном перемешивании ванны металла должна
быть в пределах* 15—10 мин. Более длительное рафинирование
способствует лучшему очищению расплава от шлаковых и окис-
ных включений. Выстаивание расплава после рафинирования
должно быть не меньше 1 ч.
После выстаивания с поверхности расплава снимают шлак и
флюс, переливают в хорошо очищенный от шлака и флюса мик-
сер при помощи сифона или центробежного насоса.
При охлаждении печи категорически запрещается оставлять
в ней флюсы или шлаки из-за гигроскопичности и опасности
взрыва при последующем нагреве.
В качестве конкретного примера рассмотрим технологию при-
готовления сплава МА1.
Порядок ведения технологического процесса приготовления
сплава МА1 из чушковых первичных металлов следующий.
Нагревают печь (или тигель) до темно-красного цвета и за-
гружают молотый флюс ВИ2 в количестве 0,3—0,5% от массы
загруженной шихты. Затем загружают предварительно подогре-
тый до 120—150° С чушковый сплав МГС, содержащий магний
и марганец, и производят плавление шихты. При этом очаги за-
горания металла тушат молотым флюсом ВИ2.
После расплавления шихты и доведения температуры распла-
ва до 740—730° С производят рафинирование сплава флю-
сом ВИ2.
В процессе^рафинирования вводится в расплав бериллий из
расчета 0,003% от массы шихты. Бериллий вводят в виде соли
фторбериллата натрия в смеси с флюсом ВИ2 в одинаковых ко-
личествах. При рафинировании расплав интенсивно перемешива-
ют. Расход флюса при рафинировании 1,0—1,2% от массы шихты.
По окончании процесса рафинирования перед разливкой рас-
плав под слоем свежего флюса отстаивается в течение 1 ч при
температуре, близкой к температуре литья.
234
В случае приготовления сплава МА1 на шихте из первичного
магния расплав после расплавления чушкового магния нагрева-
ют до температуры 880—900° С и при этой температуре вводят
марганец в виде соли хлористого магния. Затем расплав также
рафинируют с последующим отстаиванием в течение 1 ч, после
чего доводят его до температуры лидья. В случае шихтовки спла-
ва с применением возврата производства вначале в печь загру-
жают возврат производства, потом чушковый магний и затем
вводят недостающее до расчетного количество марганца и ана-
логичным же образом доводят расплав до состояния его разлив-
ки. Если литье слитков производится из той же печи, где про-
исходит приготовление сплава, то его разливают в изложницы
или в кристаллизатор литейной машины. Если литье слитков
производится из миксера, то расплав из печи, в которой он пла-
вился, переливают в миксер и после дополнительного рафиниро-
вания в миксере и последующего выстаивания производят раз-
ливку сплава непрерывным или полунепрерывным методом.
Аналогичным образом готовятся и другие деформируемые
'магниевые сплавы. Технология приготовления различных марок
сплава может отличаться температурным режимом, введением
некоторых дополнительных операций.
Модифицирование деформируемых магниевых сплавов
Слитки из различных магниевых сплавов, получаемые мето-
дом полунепрерывного литья с непосредственным охлаждением
водой, имеют неодинаковую структуру по величине зерна.
Слитки из сплавов МА2, МАЗ, МА5, ВМ65-1 характеризуются
мелкокристаллической, однородной и равноосной структурой и
не нуждаются в модифицировании.
Слитки из сплавов MAI, МА8, МА9, МАИ, МА13 и ВМ17 ха-
рактеризуются грубой кристаллической структурой и нуждаются
в модифицировании.
Полуфабрикаты, полученные обработкой давлением из слит-
ков магниевых сплавов с грубой кристаллической структурой,
имеют более низкие механические свойства, чем полуфабрикаты
из слитков с мелкокристаллической структурой. Поэтому получе-
ние слитков из магниевых сплавов с мелкокристаллической
структурой является одной из важных задач в области заготови-
тельного литья.
Существующие методы искусственного измельчения литейных
магниевых сплавов перегревом и обработкой углеродсодержащи-
ми солями для деформируемых магниевых сплавов в условиях
полунепрерывного литья слитков из отражательных печей боль-
шой емкости неприемлемы. Объясняется это следующим.
1.	Эффект модифицирования перегревом проявляется только
в случае модифицирования магниевых сплавов системы маг-
ний — алюминий — цинк в стальных тиглях. Перегрев сплава
235
в графитовых тиглях и подовых печах к измельчению структуры
не приводит.
2.	Эффект модифицирования магниевых сплавов углеродсо-
держащими веществами сохраняется только в течение не более
40 мин, а процесс литья слитков из отражательных печей боль-
шой емкости длится 8—10 ч. Следовательно, данный метод будет
обеспечивать модифицированную структуру только тем слиткам,
которые будут отлиты в течение первых.40 мин, последующие
слитки будут отливаться с немодифицированной структурой, так
как эффект модифицирования исчезнет.
Длительный период разливки сплава отрицательно влияет и
на затравочный эффект выгораемых специальных металлических
добавок. Например, исследованиями установлено, присадка ма-
лой добавки циркония в магниевые сплавы с марганцем .при раз-
ливке сплава из отражательной печи полунепрерывным методом
не приводит к измельчению зерна в структуре слитка, так как
модифицирующий эффект специальных добавок при длительной
разливке сплава исчезает.
Специальные затравочные добавки, которые бы сохраняли
модифицирующий эффект в расплаве магниевых сплавов продол-
жительное время, пока не найдены.
Положительное влияние на измельчение зерна структуры
слитков магниевых сплавов, отливаемых полунепрерывным мето-
дом, оказывают физические методы воздействия на жидкий ме-
талл в момент его кристаллизации.
Из физических методов измельчения структуры легких спла-
вов наиболее эффективным является метод наложения электро-
магнитного поля на кристаллизующуюся зону слитка. Этот ме-
тод доведен до промышленного применения и дает хорошие ре-
зультаты по устранению столбчатой структуры в слитках.
Электромагнитное поле, наложенное на зону кристаллизации,
вызывает электродинамические силы в кристаллизаторе, под воз-
действием которых происходит перемешивание расплава в лун-
ке, и обеспечивает однородное температурное поле жидкого ме-
талла в лунке. Благодаря этому явлению создаются благоприят-
ные условия для равноосной кристаллизации металла и получе-
ния слитка с мелкокристаллической структурой и повышенными
механическими свойствами. Схема промышленной установки по-
лунепрерывного литья плоских слитков из легких сплавов с нало-
жением электромагнитного поля приведена на рис. 84.
Оптимальными условиями воздействия электромагнитного по-
ля применительно к сплаву МА8, по данным исследования [22],
являются температура в пределах 710—720° С и сила тока на
выходной стороне трансформатора высокого напряжения до 200 а
при скорости литья 4—5 см)мин.
Повышение температуры литья до 740—760° С, а также пони-
жение силы тока до 180—190 а ослабляют эффект влияния элек-
тромагнитного поля на измельчение структуры слитка.
236
Глава XI
ПЛАВКА
СПЛАВОВ
НА ОСНОВЕ ОЛОВА,
СВИНЦА
И ЦИНКА
Сплавы на основе олова и свинца нашли широкое применение
как антифрикционные сплавы для заливки подшипников.
В честь первого автора антифрикционных сплавов (И. Баббита)
эти сплавы называют баббитами. Кроме баббитов, на основе оло-
ва и свинца изготовляют мягкие припои и типографские сплавы.
Первые применяют для пайки металлических изделий, а вто-
рые — для отливки печатных форм (шрифты и т. п.).
Сплавы на основе цинка широкое применение находят для по-
лучения различных фасонных деталей методом литья под дав-
лением, для получения литых заготовок, обрабатываемых дав-
лением, кроме того, на основе цинка изготовляют подшипнико-
вые сплавы и припои.
Плавка сплавов на основе олова, свинца и цинка вследствие
их легкоплавкости не представляет каких-либо технических за-
труднений. Но разнообразие компонентов, входящих в состав
различных марок этих сплавов, не позволяет установить общий
технологический процесс их плавки. Поэтому в зависимости от
химического состава сплава в каждом отдельном случае разра-
батывается соответствующий технологический процесс плавки
для сплава той или иной марки.
§ 43.	ПЛАВКА ОЛОВЯННЫХ
И СВИНЦОВЫХ СПЛАВОВ
Эти сплавы нашли широкое применение для заливки подшип-
ников и для приготовления мягких припоев. В состав баббитов
могут входить следующие элементы: сурьма, медь, олово, сви-
нец, никель, теллур, кальций, натрий, мышьяк, кадмий, алюми-
ний, магний, кремний и др.
В зависимости от содержания основных элементов баббиты
условно разделяют на следующие группы: высокооловянистый
Б83, оловянистый Б16, малооловянистый Б6, никелевый БН, тел-
237
луристый БТ, кальциевый БК. Кроме этого, могут быть алюми-
ниевые, цинковые и магниевые баббиты. Баббиты плавят в элек-
трических или пламенных тигельных печах.
Температура плавления оловянистых и оловянносвинцовис-
тых баббитов находится в интервале 445—480° С, кальциевого —
в интервале 550—600° С. Температура сплавов во время заливки,
как правило, на 50—100° С выше точки ликвидуса.
Плавка баббитов может производиться в одном или в двух
тиглях одновременно. Плавка в одном тигле неизбежно приво-
дит к более высокому перегреву сплава, а это нежелательно, в то
время, как плавка баббитов в двух тиглях дает возможность из-
бежать перегрева металла, а следовательно, уменьшить угар.
Исходными шихтовыми материалами для приготовления баб-
битов могут быть: чистые металлы, оборотные сплавы, приготов-
ляемые из отходов, предварительные сплавы и лигатуры. В от-
дельных случаях используются соли, из которых восстанавлива-
ют необходимые в сплаве элементы.
При плавке необходимо контролировать температуру, особен-
но в случае наличия в них меди; в таких сплавах химическое
соединение, богатое медью, плавится при более высокой темпера-
туре, чем основная масса сплава, и по внешнему виду расплава
очень трудно судить 6 том, имеются ли еще в нем твердые кри-
сталлы. Если сплав расплавлен не полностью, то происходит
ликвация твердых кристаллов (по плотности), что приводит к из-
менению химического состава. Некоторые нерасплавленные ча-
стицы могут затем вырасти и образовать большие грубые кри-
сталлы, которые обнаружатся в отливке в виде твердых включе-
ний и вызовут хрупкость ее.
Сплавы олова и свинца в жидком состоянии не поглощают га-
зов. Они образуют мало окислов, но примеси цинка и алюминия
способствуют увеличению окислов.
Плавка высокооловянистого баббита марки Б83
Процесс плавки ведется в следующей последовательности.
Нагревают тигель до 600—700° С. Загружают медносурьмяную
лигатуру, сурьму и олово в количестве 20—25% от массы ших-
ты. Шихту засыпают мелким прокаленным древесным углем и
расплавляют. После расплавления загруженной шихты в тигель
частями добавляют оставшуюся часть олова, чтобы не «заморо-
зить» плавку. Расплав с каждой добавкой олова хорошо переме-
шивают. Во время плавки необходимо следить, чтобы расплав не
перегревался и был хорошо закрыт древесноугольным по-
рошком.
После расплавления всей шихты сплав доводят до температу-
ры 550—500° С, дают ему отстояться 10—15 мин и вновь переме-
шивают, затем при температуре 425—500° С разливают в чушки
пли производят заливку подшипников.
238
Плавка малооловянных баббитов (Б 16, Б10)
В состав шихты могут входить отходы или баббитовый лом,
либо шихта может состоять из чистых металлов. Во втором слу-
чае загружают сначала лигатуру Си — Sb, часть олова и поло-
вину отходов (если они входят в шихту). Плавку ведут под слоем
древесного угля. После расплавления загруженной шихты сни-
мают с поверхности расплава шлак и вводят свинец и оставшее-
ся олово. Если в состав шихты входят отходы, тогда вначале
вводят оставшиеся отходы, а затем свинец и олово. При плавке
теллуристого баббита марки БТ теллур вводят в последнюю оче-
редь в виде свинцовотеллуристой лигатуры. При плавке бабби-
та БН никель вводят вначале в виде оловянноникелесурьмянис-
той лигатуры, содержащей 60% Sn, 10% Ni и 30% Sb, а кадмий
(в металлическом виде) — в последнюю очередь.
Приготовленный таким образом расплав после тщательного
перемешивания и доведения его до технологической температуры
разливают в изложницы или заливают подшипники.
Плавка баббитов в одном тигле неизбежно связана с перегре-
вом расплава. Поэтому рекомендуется производить плавку в двух
тиглях разной емкости. В тигле большей емкости плавят основ-
ную массу легкоплавких компонентов шихты (свинец, олово и пе-
реплав отходов). В тигле меньшей емкости плавят более туго-
плавкие компоненты шихты (сурьму и лигатуру). Плавка ведется
под слоем древесноугольного порошка. После расплавления со-
ставляющих шихты в обоих тиглях расплав из тигля малой ем-
кости переливают в тигель большой емкости. Во время перели-
вания расплав необходимо интенсивно перемешивать. Так как
более тугоплавкий расплав с температурой 700° С вливается в ме-
нее нагретый расплав с температурой не выше 500° С, имеется
опасность образования твердых кусков. Поэтому скорость влива-
ния следует согласовывать с интенсивностью перемешивания.
Кроме того, сплав в малом тигле по плотности легче свинца и
может плавать на поверхности, поэтому и требуется более ин-
тенсивное перемешивание. Когда сплав из малого тигля полно-
стью перелит в большой и хорошо с ним смешан, производят до-
бавку мышьяка, олова, кадмия или теллура (в*зависимости от
марки сплава); сплав перемешивают и разливают в изложницы.
Плавка кальциевого баббита марки БК
Плавку этого баббита производят в трех тиглях. Тигли рас-
полагают ступенью с таким расчетом, чтобы металл можно было
переливать из одного тигля в другой. В верхний тигель загружа-
ют примерно половину всего свинца, в средний тигель загружают
металлический натрий (в количестве, необходимом для восста-
новления кальция и для ввода в состав баббита) и в нижний ти-
гель загружают оборотный сплав или небольшое количество
239
свинца (примерно 7ю часть всего сплава) и обезвоженный хло-
ристый кальций (СаС12).
Свинец в верхнем тигле расплавляют и нагревают до 400° С,
а в нижнем тигле расплавляют и нагревают до 780—790° С хло-
ристый калий. Из верхнего тигля расплавленный свинец выпус-
кают через патрубок в средний тигель, где он смешивается и об-
разует сплав с натрием, затем из среднего тигля сплав свинца й
натрия сливается по патрубку в нижний тигель, где происходит
восстановление кальция по реакции
СаС12 + 2Na -> Са + 2NaCl.
Восстановившийся кальций переходит в сплав, и таким обра-
зом получается тройной сплав РЬ — Na — Са.
Образующийся хлористый натрий переходит в шлак. Полу-
ченный в нижнем тигле сплав тщательно перемешивают, загру-
жают остаток свинца, с поверхности снимают почти весь шлак,
оставляя небольшое количество для защиты сплава от окисления.
Сплав перемешивают и разливают при температуре 580—600° С.
Разливку ведут быстро толстой струей, для того чтобы воспре-
пятствовать чрезмерному угару натрия и кальция.
§ 44.	ПЛАВКА ЦИНКОВЫХ СПЛАВОВ
Цинковые сплавы в литейном производстве широко использу-
ются для изготовления отливок методом литья под давлением.
Цинковые сплавы плавят в пламенных и электрических тигель-
ных печах и индукционных печах промышленной частоты с же-
лезным сердечником. Шихту готовят из свежих металлов, пере-
плава отходов (до 60—70%) известного химического состава и
лигатур (алюминий — медь, алюминий — магний и медь — алю-
миний).
Плавка цинковых сплавов производится в следующей после-
довательности: в разогретую до 400° С печь загружают переплав
отходов, лигатуры, цинк и засыпают хорошо прокаленный дре-
весный уголь. После расплавления тщательно перемешивают
металл и при необходимости загружают оставшуюся часть цин-
ка. Температура во время плавки не должна превышать 480° С.
После полного расплавления металл вновь перемешивают и раз-
ливают в изложницы при температуре 400—460° С.
РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ
ЛИТЕЙНЫЕ СВОЙСТВА
МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
И ПРОЦЕССЫ,
ПРОТЕКАЮЩИЕ
ПРИ ФОРМИРОВАНИИ
ОТЛИВКИ
Глава XII
СВОЙСТВА
ЖИДКИХ МЕТАЛЛОВ
И СПЛАВОВ
Структура чистых жидких металлов определяется температур-
ными условиями, в которых находятся расплавы. В перегре-
тых жидких металлах и сплавах сила притяжения атомов осла-
бевает, атомы находятся в движении и не связаны друг с другом.
Совершенно иную структуру имеют жидкие металлы при тем-
пературе, близкой к темперутуре плавления. Согласно теории о
структуре жидких металлов, атомы расплава при температуре,
близкой к температуре плавления, хотя и находятся в непрерыв-
ном движении, занимают определенное положение относительно
друг друга, т. е. расположение их в жидком металле сходно с
расположением в твердых металлах. Таким образом, в противо-
положность беспорядочному движению атомов и молекул в газо-
вой фазе в таких металлических расплавах расположение атомов
не хаотичное и не случайное, а имеет признаки упорядоченного
строения, присущего кристаллическому телу.
В металлическом расплаве не существует строгого располо-
жения атомов, атомы оказываются разбросанными, но расстоя-
ния между ними остаются такими же, как и в твердом металле,
т. е. имеют сходную структуру.
Для кристаллов характерно наличие так называемого даль-
него порядка в расположении атомов, т. е. в кристаллах сущест-
вует строго определенное геометрически правильное расположе-
ние атомов, которое наблюдается на любом расстоянии от про-
извольно выбранного атома кристаллической решетки вплоть до
границ кристаллов.
В металлическом расплаве дальний порядок в расположении
атомов нарушен, но сохранен так называемый ближний порядок
в расположении атомов, т. е. в расплаве сохраняется некоторая
упорядоченность в расположении атомов лишь вблизи произволь-
но выбранного атома; по мере удаления от данного атома степень
упорядоченности быстро падает. Характер упорядоченности ато-
мов (в пределах ближнего порядка) в расплаве, не слишком пе-
16#	243
регретом по сравнению с температурой плавления, у большинст-
ва металлов близок к расположению атомов в кристаллической
решетке.
Сходство структуры и свойств металлических расплавов со
структурой и свойствами его в твердом состоянии подтверждает-
ся данными, установленными на основании результатов ряда ис-
следовательских работ отечественных и зарубежных ученых па
изучению строения и свойств жидких металлов.
Структура реальных жидких металлов и сплавов
Строение реальных жидких металлов, содержащих определен-
ное количество растворимых и нерастворимых примесей, отли-
чается от строения идеального жидкого металла. Наличие при-
месей в реальных металлах существенно отражается на структуре
и свойствах жидких сплавов — вязкости, поверхностном натяже-
нии, окисляемости, скорости диффузионных процессов, а также
на положении линии растворимости (температура ликвидуса и
солидуса) и т. п. Особенное значение это изменение свойств
жидкости сплавов приобретает при проведении металлургичес-
ких и литейных процессов (раскисление, модифицирование и др.),
результаты которых заметно сказываются на свойствах полу-
фабрикатов и готовых изделий (например, ликвация примесей и
образование кристаллизационных трещин, красноломкость при
прокатке, уменьшение пластических свойств сплавов при обычной
температуре и др.).
Учение о жидком металле, его свойствах и о связи свойств
жидкого и затвердевшего металла нашло широкое развитие в
трудах как отечественных, так и зарубежных ученых.
В трудах академика А. А. Байкова отмечается, что на струк-
туру и свойства металлов и сплавов большое влияние оказывают
продукты химических реакций, непрерывно происходящих в жид-
ком металле, и особенно большое влияние оказывает состояние
примесей в жидком металле, находящихся в растворе или в виде
«планктона» (нерастворимых мелких жидких или твердых вклю-
чений шлака, частиц футеровки печей, трудно восстановимых
взвешенных окислов). Различные примеси по разному ведут себя
при кристаллизации и неодинаково влияют на структуру и свой-
ства металла. Весь «планктон», по мнению А. А. Байкова, захва-
тывается кристаллами и располагается главным образом внутри
их в виде инородных включений. Растворенная в жидком метал-
ле примесь при кристаллизации будет находиться в той части
жидкой массы, в которой заканчивается процесс кристаллиза-
ции и которая представляет собой так называемый «эвтектичес-
кий сплав». Следовательно, строение жидкости (замутненной или
прозрачной) оказывает решающее влияние на ход кристаллиза-
ции, на механизм возникновения и рост кристаллов и на свойст-
ва металла в процессе затвердевания.
244
Аналогичные выводы о жидком металле и его свойствах и о
связи свойств жидкого и затвердевшего металла сделаны в тру-
дах других советских ученых: Н. Т. Гудцова, К. П. Бунина,
В. И. Данилова, А. А. Бочвара, Е. Г. Шведковского и др. Они
пришли к выводу о наличии в жидких металлах и сплавах груп-
пировок атомов, вероятность существования которых и их устой-
чивость увеличиваются по мере приближения к точке кристалли-
зации. Эти выводы прочно вошли в современную науку и позво-
ляют научно подходить к решению многих производственных за-
дач по получению высококачественных литых изделий, так как
структура жидких сплавов, формирующаяся под влиянием тем-
ператур и концентрации, является определяющим фактором из-
менения физико-химических и технологических (литейных)
свойств жидких металлов и сплавов.
§ 45.	ПОВЕРХНОСТНОЕ НАТЯЖЕНИЕ
Поверхностные явления играют большую роль в металлурги-
ческих процессах плавки и литья металлов и сплавов. Поверхно-
стное натяжение на границе жидкого металла с газами или твер-
дыми кристаллами и изменение его в ходе плавки, раскисления и
при кристаллизации оказывает существенное влияние на кине-
тику процессов и на качество выплавляемых металлов или спла-
вов, а следовательно и на качество литых изделий. Оно выра-
жается поверхностной активностью компонентов, способностью
их сгущаться в поверхностных слоях на границах жидкий ме-
талл— газ, металл — шлак, металл — кристалл. Эта активность
при малых концентрациях растворенного вещества выражается
разностью величин поверхностного натяжения чистого раствори-
теля и раствора на границе раздела фаз.
Поверхностные свойства жидких металлов и сплавов также
играют важную роль при переливании жидких металлов и спла-
вов, например алюминиевых сплавов по трубам из плавильных
печей к рафинировочным ковшам, миксерам и кристаллизаторам
литейных машин для непрерывного литья слитков, при протека-
нии в каналах и формах при получении фасонных отливок и т. п.
Поверхностным натяжением называется работа, необходимая
для образования 1 см2 новой поверхности расплавленного ме-
талла.
Молекулы жидкого металла находятся под действием сил
взаимного притяжения, т. е. уравновешиваются внутримолеку-
лярными силами окружающей среды и не имеют избыточной
энергии.
Вся жидкость стремится к наименьшему значению потенци-
альной энергии.
На поверхности жидкого металла эти силы неуравновешены,
так как они находятся в неоднородной среде и имеют односторон-
нее притяжение. Поэтому благодаря избыточной поверхностной
245
Рис. 57. Схема действия поверхностного натя-
жения:
а — внутри жидкого металла; б — на поверхно-
сти жидкого металла
энергии на поверхности жидкого металла образуется как бы тон-
кая пленка, которая сжимает металл, т. е. приводит к появлению
поверхностного натяжения.
Схема действия поверхностного натяжения представлена на
рис. 57.
На поверхностное натяжвние влияют следующие основные
факторы.
1.	Температура: с повышением температуры металлов или
сплавов выше линии ликвидус поверхностное натяжение пони-
жается.
2.	Неметаллические
включения: чем больше
расплавленный металл за-
грязнен (нерастворимы-
ми) неметаллическими
включениями, тем боль-
ше силы поверхностного
натяжения.
3.	Атомная масса ме-
талла: по данным Аттер-
тона Гоаре [61], экспери-
ментальные значения по-
верхностного натяжения
металлов обратно пропор-
циональны их атомным
объемам.
§ 46. ВЯЗКОСТЬ
Вязкостью, или внутренним трением, называют сопротивле-
ние, испытуемое жидкостью при движении одних ее частиц от-
носительно других. Экспериментально установлено, что в прямо-
линейном ламинарном движении силы трения возникаю^ между
соприкасающимися слоями жидкости и направлены параллельно
оси движения.
Благодаря силам трения слои жидкости, движущиеся быст-
рее, увлекают медленно движущиеся слои жидкости, на которые
действует сила, направленная в сторону движения, и, наоборот,
слои жидкости, движущиеся медленнее, действуют на слои, дви-
жущиеся быстрее.
Основное уравнение, которое выражает взаимную связь этих
сил, выражается в следующем виде (рис. 58):
F =	(21)
dn
где F — сила внутреннего трения, н (кГ);
т] — динамический коэффициент вязкости, н • сек!м2 (пз);
246
— — градиент скорости сдвига слоев, \/сек\
dn
s — площадь соприкосновения слоев жидкости, по которой
происходит сдвиг, м2.
Таким образом, динамическая вязкость определяется равен-
ством
Р
т] =-------н • сек/м2, (пз).
dv
dn
Динамическая вязкость жидких металлов имеет большое зна-
чение при заполнении литейной формы и получении качествен-
ных отливок.
Чем больше динамиче-
ская вязкость, тем меньше
скорость движения металла
в форме. При быстром ох-
лаждении это может приве-
сти к кристаллизации до мо-
мента окончательного запол-
нения полости формы, и гео-
метрия отливки в этом слу-
чае окажется невыполнен-
ной, особенно при литье
сложных и тонкостенных от-
ливок.
Очень часто вязкость ме-
таллических жидкостей ха-
рактеризуется кинематическим коэффициентом вязкости (v), ко-
торый представляет собой отношение динамического коэффициен-
та вязкости к плоскости (С) данной металлической жидкости и
выражается уравнением
v = — м2!сек.
С 1
Основными факторами, оказывающими влияние на вязкость
металлических жидкостей, являются состав и температура.
На рис. 59 приведен пример подобной зависимости для алю-
миниевых сплавов системы алюминий — кремний.
Из графика видно, что сплавы эвтектической концентрации
(11,7% Si) обладают наименьшей вязкостью и что сплавы с
большим перегревом по сравнению с температурой ликвидуса
имеют меньшую вязкость, чем сплавы с меньшим перегревом.
Аналогичная зависимость вязкости от состава и температуры
наблюдается и у сплавов других систем.
С повышением температуры вязкость жидкого металла или
сплава уменьшается благодаря тому, что .при повышенных тем-
пературах силы взаимного притяжения между атомами и моле-
247
кулами уменьшаются, степень растворимости микрокристаллов,
примесей и частично неметаллических включений увеличивается
и жидкий металл становится более однородным.
На вязкость жидкого металла или сплава значительно влия-
ют твердые неметаллические включения и газы. Чем больше сте-
пень загрязненности жидкого металла этими включениями, при
прочих равных условиях, тем выше вязкость его.
Измерение вязкости производится специальными прибора-
ми — визкозиметрами.
Рис. 59. Диаграмма состав — вязкость для сплавов
системы Al — Si [19]
$ 47. СМАЧИВАНИЕ
Всякая жидкость стремится принять наименьшее значение
потенциальной энергии. Изолированная жидкость, принимаю-
щая сфероидальное каплеобразное состояние с минимальной
поверхностью, может смачивать или не смачивать стенки поло-
сти, в которой она находится.
Явление смачивания и несмачивания поверхности формы
жидким металлом обусловливается силами взаимодействия
между молекулами расплавленного металла и силами взаимо-
действия между молекулами металла и формы.
В тех случаях, когда силы взаимодействия между молекула-
ми расплавленного металла меньше, чем силы взаимодействия
между молекулами металла и формы, происходит смачивание
поверхности. При этом жидкий металл растекается по поверхно-
сти формы и краевой угол си (угол между поверхностью и каса-
тельной к поверхности жидкого металла получается больше 90°)
(рис. 60, а).
248
В тех случаях, когда силы взаимодействия между молекула-
ми жидкого металла больше, чем силы взаимодействия между
молекулами металла и формы, поверхность формы не смачивает-
ся жидким металлом. При этом расплав имеет на поверхности
формы краевой угол аг меньше 90° (рис. 60, б).
Явление несмачиваемости поверхности формы жидким ме-
таллом обеспечивает получение чистой поверхности отливки, но
с менее четким рельефом, щ наоборот, явление смачиваемости
поверхности формы жидким металлом приводит к получению
более четкого рельефа отливки, но при этом создаются благо-
приятные условия для образования на поверхности отливки при-
гара, т. е. прочного соединения металла с материалом формы за
Рис. 60. Схематическое изображение условий смачиваемости
расплавленного металла:
а — смачиваемость; б — несмачиваемость
счет диффузии или механического проникновения металла в по-
ры формы.
Таким образом, для большинства случаев литейной практики
явление смачивания нежелательно, так как приводит к ухудше-
нию качества поверхности отливки.
При изготовлении армированных отливок и при использова-
нии внутренних холодильников явление смачивания имеет поло-
жительное значение, так как в данном случае необходимо полу-
чить сваривание основного материала с твердыми вставками.
§ 48. ЖИДКОТЕКУЧЕСТЬ
Под жидкотекучестью принято понимать способность метал-
лов и сплавов заполнять литейную форму и приобретать конфи-
гурацию с четкими очертаниями, соответствующую полости
формы.
Жидкотекучесть — комплексное технологическое свойство
жидких металлов и сплавов, оказывающее большое влияние на
качество отливок и количество брака в литейном производстве.
Недостаточная жидкотекучесть сплавов вызывает брак в отлив-
ках по недоливам; чрезмерно большая жидкостекучесть приво-
дит к увеличению механического пригара и заливов. Заливы
затрудняют усадку в форме и способствуют образованию горя-
чих трещин.
Экспериментальными работами установлено, что жидкотеку-
честь металлов и сплавов и заполняемость литейной формы оп-
249
ределяется комплексом факторов, со свойствами жидких метал-
лов и сплавов, с температурными условиями литья и с физико-
химическим взаимодействием между расплавом и формой,
которая охлаждает расплав до полной потери текучести.
Способность расплава перемещаться в форме полностью ис-
чезает, когда из твердой фазы расплава образуется сплошной
скелет.
Состояние кристаллизующегося расплава, когда он перестает
течь, называется нулевой жидкотекучестью,
/1влснис нулевой жидкотекучести сплавов наступает в интер-
вале кристализации, т. е. между началом и концом кристалли-
зации.
Нулевая жидкотекучесть наступает тем быстрее, чем меньше
перегрет расплав и чем меньше сечение каналов, по которым
течет расплав при заполнении формы, и чем интенсивнее проис-
ходит теплообмен между расплавом и материалом формы.
Технологические процессы литья разрабатываются с таким
расчетом, чтобы литейная форма была заполнена до начала об-
разования твердых кристаллов в расплаве. Однако это условие
при заливке сложных тонкостенных деталей осуществить трудно
и практически кристаллизация таких деталей начинается еще в
процессе заполнения формы.
Связь жидкотекучести расплава
с диаграммой состояния
Так как на характер кристаллизации сплавов влияет их со-
став, жидкотекучесть будет зависеть от положения сплава на
диаграмме состояния. Так, при одинаковом перегреве выше тем-
пературы ликвидуса расплава, образующего непрерывный ряд
твердых растворов, максимальной жидкотекучестью будут обла-
дать чистые компоненты, а минимальной — сплавы, у которых
будет проявляться в большей степени дендритная ликвация.
У сплавов эвтектического типа наибольшей жидкотекучестью
будут обладать чистые компоненты и сплавы эвтектического со-
става. Относительно большая жидкотекучесть чистых металлов
и эвтектик обусловлена тем, что при затвердевании их образу-
ются кристаллы постоянного состава, которые растут от поверх-
ности отливки сплошным фронтом, и жидкий расплав (тоже по-
стоянного состава) имеет поэтому возможность свободно пере-
мещаться внутри отливки.
В сплавах, затвердевающих в интервале температур, особен-
но в случае твердых растворов, кристаллизация протекает с
образованием нитевидных кристаллов. Они не могут утолщаться
вследствие изменения состава жидкости и проникают далеко в
объем отливки в виде тонких дендритов, что приводит к сильно-
му уменьшению жидкотекучести.
250
Современная наука объясняет связь жидкотекучести с диа-
граммой состояния изменением вязкости металла в зависимости
от состава при температурах, лежащих непосредственно над
температурой кристаллизации или ликвидуса.
На рис. 61—65 приведены наиболее характерные примеры
связи жидкотекучести сплавов различных систем с диаграммами
состояния.
Характер эксперимен-
тальных кривых жидко-
текучести, приведенных
на рйс. 61—65, подтверж-
дает вышеотмеченнце за-
кономерности влияния со-
става и свойств сплавов
на жидкотекучесть. Из
кривых жидкотекучести
видно, что наименьшей
жидкотекучестью облада-
ют сплавы, образующие
твердые растворы, а мак-
симальной жидкотекуче-
стью — чистые металлы,
эвтектики и химические
соединения.
Рис. 61. Зависимость жидкотекучести литых
сплавов от состава [72]
Факторы, влияющие на жидкотекучесть металлов
и сплавов и заполняемость формы
Величина жидкотекучести и заполняемость формы зависят от
физического состояния и свойств металла, определяющих ско-
рость потока и время,’в течение которого он сохраняет способ-
ность течь. Ниже приведены факторы, влияющие на жидкотеку-
честь металлов и сплавов.
1.	Температура заливки: чем она выше, тем лучше заполня-
ются формы.
2.	Температура формы: чем больше температура, тем она луч-
ше заполняется металлом. При равенстве температур формы и
заливаемого металла (Тф = Т3) жидкотекучесть становится бес-
конечно большой.
Температурный режим форм так же, как и температурный
режим заливаемого в форму расплава, зависит от сложности и
толщины стенок отливки. Чем сложнее по форме отливка и чем
тоньше ее стенки, тем выше должна быть температура формы.
3.	Вязкость металлов и сплавов: чем выше вязкость, тем ни-
же жидкотекучесть (рис. 59), но сама вязкость есть индивиду-
альная особенность данного металла или сплава и является
251
Рис. 62. Зависимость жидкотекучести
сплавов Al — Si от состава [19]
Рис. 63. Зависимость жидкотекучести спла-
вов А1 — Mg от состава [19]
И
функцией температуры (т]С = еЛГ); повышение температуры
снижает вязкость и соответственно повышает жидкотекучесть.
При понижении температуры расплава вязкость его повышается,
причем особенно сильно при температуре ниже линии ликвидуса.
Вязкость жидких металлов и сплавов оказывает влияние на
скорость их движения. С увеличением вязкости скорость движе-
ния расплава в форме уменьшается и, наоборот, с уменьшени-
ем — увеличивается.
4.	Поверхностное натяжение металлического расплава. Иссле-
дованиями А. М. Королькова [19] доказано, что при прочих рав-
ных условиях заливки формы величина жидкотекучести чистых
металлов не зависит от их поверхностного натяжения. Он также
экспериментально установил отсутствие зависимости жидкотеку-
чести сплавов от величины их поверхностного натяжения. Объяс-
няется это тем, что сопротивление со стороны поверхностного
натяжения расплава по сравнению с общим давлением расплава
в форме весьма незначительно. Однако поверхностное натяжение
металлических расплавов как технологический фактор имеет
большое значение в производстве отливок. Изменением величи-
ны поверхностного натяжения можно воздействовать на точность
воспроизведения рельефа формы и чистоту поверхности отливки.
252
Чем тоньше рельеф полости формы, тем в большей степени про-
является значение поверхностного натяжения и поверхностных
пленок. В условиях несмачиваемости поверхности формы жид-
ким металлом поверхностное натяжение препятствует заполне-
нию тонкого рельефа.
5.	Скорость движения расплава в литейной форме. При быст-
рой заливке металла в форму на стенках литниковых каналов
металл не «намерзает», каналы остаются чистыми, а жидкотеку-
честь больше, чем при медленной заливке, когда расплав кри-
сталлизуется в потоке и жидкотекучесть быстро понижается.
Повышение скорости движения расплава в форме достигает-
ся увеличением напора и уменьшением гидравлических потерь на
пути потока расплава. Эту зависимость выражают формулой
% = ит = |гт У2gH ,	(22)
где X —: жидкотекучесть расплава, м;
v — линейная скорость движения расплава, м/сек;
т — время, в течение которого расплав сохраняет способ-
ность к движению, сек;
g — ускорение силы тяжести, м/сек2;
Н — гидростатический напор, м;
ц — коэффициент гидростатического сопротивления.
сплавов Mg — Al от состава [19]
Рис. 65. Зависимость жидкотекучести
сплавов Pb — Sb от состава [19]
253
Однако при выборе скорости заполнения формы необходимо
учитывать, что с увеличением скорости потока расплава лами-
нарное движение переходит в турбулентное, которое сопровож-
дается образованием вихрей, сопротивление при этом растет
пропорционально квадрату скорости, что практически снижает
жидкотекучесть.
Критическая скорость перехода одного вида движения пото-
ка в другое определяется по формуле
V
°кр —	4
izp
(23)
где уКр — критическая скорость движения, м!сек\
Re — критерий Рейнольдса;
т] — динамическая вязкость расплава, н • сек!м2 (кГ X
X сек/ле2);
d — диаметр (размер) канала, по которому течет расплав,.
м\
р — плотность расплава.
6.	Поверхностные окисные пленки расплава. Эксперименталь-
но установлено, что плотные, нерастворимые, суспензированные
пленки значительно снижают жидкотекучесть расплава и запол-
няемость формы. Окисные пленки увеличивают внутреннее тре-
ние жидкого металла, продвигающегося по литниковым каналам:
и в полости формы, и часто являются причиной закупоривания
литниковых отверстий.
Растворимые же окисные пленки и другие сопутствующие
примеси, если они образуют с металлом легкоплавкие жидкие
фазы, положительно влияют на жидкотекучесть.
7.	Пропускная способность литниковой системы. Чем она
больше, тем меньше охлаждается расплав в потоке, тем лучше
заполняется форма.
8.	Материал формы. Чем выше его теплопроводность, тем
хуже заполняемость формы. Например, заполняемость металли-
ческих форм, по данным Б. Б. Гуляева, при равных перегревах
расплава на 25—35% меньше заполняемости песчано-глинистых
форм. Заполняемость сырых песчано-глинистых форм на 3—6%
ниже заполняемости сухих песчано-глинистых форм.
Жидкотекучесть сплава понижается с повышением содержа-
ния влаги и газотворных веществ в формовочной смеси, которые
образуют в форме при заполнении ее расплавом большое коли-
чество пара или газов, что ускоряет охлаждение сплава и повы-
шает сопротивление его движению в форме.
9.	Положение заполняемой стенки отливки в форме. Горизон-
тально расположенные стенки заполняются хуже, чем стенки,
вертикально расположенные.
10.	Место подвода металла. Подвод металла сверху обеспечи-
вает лучше заполнение формы, чем подвод снизу. Подвод метал-
254
ла должен быть выбран таким образом, чтобы пробег потока
расплава в тонких сечениях был минимальным.
11.	Потери тепла в литниковой системе и при заполнении по-
лости самой отливки в форме. Чем меньше этих потерь тепла,
тем лучше заполняется форма. Уменьшение потерь тепла рас-
плава достигается при применении литниковых систем с канала-
ми большого сечения и небольшой длины.
В итоге следует отметить, что общим принципом обеспечения
заполняемости формы расплавом является увеличение скорости
движения потока металлического расплава и уменьшение скоро-
сти его охлаждения. При этом решающее значение имеют следу-
ющие три фактора: тепловые свойства металла и формы, темпе-
ратура литья и напор металла в форме. Из них последние два
фактора можно менять в практических условиях заливки с тем,
чтобы исключить опасность незаполнения формы.
Способы, определения жидкотекучести
Жидкотекучесть сплавов и металлов может быть определена
аналитическим и экспериментальным способами.
Так как жидкотекучесть обусловливается очень многими фак-
торами, определение жидкотекучести аналитическим методом
•очень сложно.
Предложенные различными авторами расчетные формулы
для определения жидкотекучести сплавов и металлов имеют
весьма приближенный количественный й качественный характер.
Например, А. А. Рыжиков для определения жидкотекучести ре-
комендует следующую формулу [23]:
X = 1Z 2g// [	(*ж ~~ <так) ' + cH"R” 1,	(24)
V 1 ч- 2е, [ а (/лик — /ф)р	I
тде % — жидкотекучесть металла, м\
g — ускорение силы тяжести, м/сек2;
Н — гидростатический напор, м;
2ег- — сумма коэффициентов, характеризующих местные со-
противления на пути движения жидкого металла;
f — поперечное сечение потока, м2;
с — теплоемкость жидкого металла,	дж/(кг-град)
[ккал/(кг- град)];
р — плотность жидкого металла, кг/м3;
/ж — температура заливки, °C;
/ф — начальная температура формы, °C;
/лик — температура ликвидуса, °C;
а — коэффициент теплоотдачи с боковой поверхности по-
тока;
р — периметр поперечного сечения потока, м;
R — радиус или половина толщины стенки, заполняемой
металлом, м.
255
Как видно из формулы (24), жидкотекучесть определяется в
основном условиями теплообмена между металлом и формой.
Изменение физических свойств сплава оказывает значительно
меньшее влияние на жидкотекучесть, чем условия теплоотдачи.
Экспериментальный метод измерения жидкотекучести спла-
вов и сравнение их способности заполнять литейную форму за-
ключаются в том, что в одинаковых условиях отливают в специ:
альные формы — технологические пробы (образцы) из испытуе-
мых сплавов и сравнивают их между собой.
Известны следующие два типа технологических проб для из-
мерения жидкотекучести сплавов на основе цветных металлов:
технологические пробы с постоянным сечением в виде прутков и
Рис. 66. Модель спиралым*
пробы на жидкотекучесть:
1 — фильтровальная сетка;
2 — спираль; 3 — выступы
для отсчета длины спира-
ли; 4 — сечение спирали
спиралей и технологические пробы с переменным сечением в ви-
де отверстий, образованных шариком или конусом.
Из первой группы технологических проб наибольшее приме-
нение имеет спиральная технологическая проба (рис. 66), а из
второй группы — шариковая (рис. 67).
О степени жидкотекучести сплавов, испытываемых по техно-
логическим пробам с постоянным сечением, судят по длине прут-
ка или спирали: чем она длиннее, тем выше жидкотекучесть. При
испытании сплавов на жидкотекучесть по технологическим про-
бам с переменным сечением о степени жидкотекучести судят или
по величине диаметра отверстия в случае испытания по шарико-
вой пробе или по величине незаполненной сужающейся части
полости формы, в случае испытания — по клиновой технологиче-
256
ской пробе. Чем меньше эти величины, тем лучше жидкотеку-
честь.
Лучшую воспроизводимость жидкотекучести сплавов на осно-
ве цветных металлов, по мнению А. Г. Спасского [24], обеспечи-
вают технологические пробы с переменным сечением (шарико-
вая проба).
Основные причины невоспроизводимости обычных спиральной
и прутковой проб (значительный разброс отсчетов), по мнению
В. Г Грузина, заключается в субъектйвных особенностях залив-
ки металла в форме и охлаждения его при сливании через носок
лл
Рис. 67. Схема
шариковой про-
бы на жидкоте-
кучесть при фор-
мовке в земле
по разъемной
модели [24]
ручного ковша [25], а также трудности установления постоянных
условий заполнения полости формы металлом, так как они зави-
сят от свойств испытуемого сплава.
В этом методе количество участвующего в испытании метал-
ла оказывается переменным, что также является немаловажным
фактором, влияющим на воспроизводимость жидкотекучести
сплава.
Начальный гидростатический напор при заполнении формы
определяется при заполненной литниковой системе уровнем ме-
талла в литниковой чаше, который во время отливки поддержи-
вается постоянным.
Скорость движения жидкого сплава по каналу пробы в про-
цессе заполнения его не остается постоянной, так как по мере
движения сплава возрастают потери гидростатического напора.
Большой практический интерес для измерения жидкотекуче-
сти сплавов представляет винтовая технологическая пробаг
предложенная В. Г. Грузиным и В. Н. Савейко [25]. Отличитель-
17 В. С. Юдкин	257
ная особенность этого метода заключается в том, что пробу от-
бирают в печи, ковше или в форме с одновременным измерением
температуры, что дает возможность установить непосредствен-
ную связь между жидкотекучестью и температурой испытуемого
сплава.
установка стержня на термопаре; « — измерение длины пробы
Методика испытания сплавов на жидкотекучесть по винтовой
технологической пробе (рис. 68) заключается в следующем.
В специальном приспособлении (рис. 68, а) из песчано-гли-
нистой смеси с 6% жидкого стекла (модуль 2,5—2,8) изготовля-
ют стержневую форму с внутренним винтовым каналом сечением
трапецеидальной формы 4X8X7 мм.
В высушенном стержне шаблоном (рис. 68, б) высверливают
два канала для входа жидкого сплава и выхода газа. Торцовые
£58
Входы спирального канала в стержне заделывают формовочной
смесью. Производят монтаж стержневой формы и термопары по-
гружения (рис. 68, в). Термопару подсоединяют к быстродейст-
вующему электронному потенциометру. Рабочий конец термопа-
ры вместе с формой пробы погружают в расплав на равную глу-
бину с таким расчетом, чтобы он находился в форме несколько
ниже уровня расплава. Сплав в зависимости от его жидкотеку-
чести на равную длину заполняет винтовую полость формы. Фор-
ма пробы выдерживается в погруженном состоянии, пока потен-
циометр записывает температуру, определяемую термопарой.
Таким образом, при помощи этого метода представляется
возможность быстро, с минимальными затратами сплава и фор-
мовочных материалов, снять характеристику жидкотекучести
сплава в процессе его охлаждения от температур перегрева дО
температур нулевой жидкотекучести.
Жидкотекучесть сплава характеризуется длиной спирали, ко-
торую измеряют в полом прозрачном цилиндре из плексигласа,
по наружной образующей винтовой линии (рис. 68, г).
Винтовая технологическая проба по своему конструктивному
оформлению компактна, дает хорошую воспроизводимость ре-
зультатов в более широком интервале температур и обладает
большой чувствительностью, что дает возможность производить
отсчеты ниже ликвидуса вплоть до нулевой жидкотекучести.
В заключение следует отметить, что жидкотекучесть метал-
лов и сплавов является весьма важным обобщающим показате-
лем при исследовании свойств металлических расплавов.
Полученные результаты исследований жидкотекучести спла-
вов в лабораторных условиях необходимо по возможности увя-
зать с производственной технологией литья.
В частности, жидкотекучесть необходимо увязывать со сте-
пенью загрязненности сплава твердыми и газообразными неме-
таллическими включениями, со склонностью сплава к трещинам
и т. п. Поэтому в практике литейного производства необходим
строгий контроль правильности изготовления сплава и заливки
Таблица 18
СРАВНИТЕЛЬНАЯ ЖИДКОТЕКУЧЕСТЬ МЕТАЛЛОВ [19]
Металл	Чистота металла %	Темпера- тура заливки °C	Темпера- тура формы °C	Жидкоте- кучесть (длина спирали), см
Цинк 		99,99	453	316	ПО
Алюминий		99,75	706	520	95
Олово		99,90	257	156	80
Свинец 		99,90	357	237	68
Кадмий 		99,03	350	232	67
Висмут 		96,80	298	185	60
Сурьма 	 ...	99,00	670	510	50
17*
259
форм, для этого следует предварительно устанббйть пределы
жидкотекучести сплавов для каждой группы заливаемых дета-
лей. Следует также установить технологический контроль жид-
кого металла в печи при помощи исследования технологических
проб на жидкотекучесть, отобранных непосредственно из печи.
Необходимо учитывать данные о жидкотекучести при выяснении
-причин брака и при анализе технологии.
Сравнительная жидкотекучесть некоторых чистых металлов и
сплавов приведена в табл. 18 и 19.
Таблица 19
ЖИДКОТЕКУЧЕСТЬ ЛЕГКИХ СПЛАВОВ
	Алюминиевые сплавы		II		Магниевые сплавы		
	жидкоте- кучесть		жидкоте- кучесть		жидкоте- кучесть		жидкоте- кучесть
марке	(длина прутка) мм	марка	(длина прутка) мм	марка'	(длина : прутка) мм	марка	(длина прутка) 1 мм
Чистый	317	АЛ7	163	МЛ2	300	млю	250
алюми-		АЛ8	318	МЛЗ	215	МЛ11	250
нии		АЛ9	350	МЛ4	235	МЛ12	230
АЛ1	270	АЛ13	320	МЛ5	290	МЛ14	230
АЛ2	420	АЛ19	205	МЛ6	335	ВМЛ1	230
АЛЗ АЛ4 АЛ5	340 360 344	АЛ21 АЛ22	360 380	МЛ 7-1 МЛ9	250 250	вмлз	250
Глава XIII
ЗАПОЛНЕНИЕ
ФОРМЫ
РАСПЛАВОМ
Получение отливки основано на способности металла в рас-
плавленном состоянии заполнять полость формы, а после за-
твердевания воспроизводить ее очертания и приобретать необхо-
димые свойства.
§ 49.	УСЛОВИЯ ЗАПОЛНЕНИЯ
Качество литого изделия в значительной мере определяется
условиями заполнения полости формы расплавом и главным
образом скоростью. Поэтому скорость заполнения полости фор-
мы должна быть оптимальной, обеспечивая не только хорошую
заполняемость формы, но и исключающая причины образования
неметаллических включений и других дефектов в отливке на
данном этапе технологического процесса получения отливки.
В основу выбора оптимальной скорости заполнения формы
расплавом должны быть положены следующие условия: 1) спо-
койное движение расплава в полости формы; 2) возможность
поступления расплава в любую точку полости формы; 3) превы-
шение гидростатического давления расплава над давлением воз-
духа и газов в форме; 4) благоприятный температурный режим
формирования отливки, т. е. минимальная разность температур
между различными частями отливки.
Обеспечение перечисленных условий заполнения литейной
формы расплавом дает возможность получать отливки запроек-
тированных геометрических размеров и с минимальным количе-
ством дефектов.
Первое условие обеспечивается поступлением расплава в по-
лость формы с малой линейной скоростью.
Исследованиями установлено, что отрицательные для каче-
ства отливки явления, связанные с вихреобразованием, возника-
ют главным образом в начальный период заполнения формы,
когда движение потока расплава носит неустановившийся ха-
рактер. Повышенная скорость течения, характерная для этого
261
периода заполнения формы, проявляется различно в зависимости
от условий литья. Например, при нижнем подводе металла и
близком расположении литников (питателей) от противополож-
ной стенки формы происходит удар расплава об эту стенку,
фонтанирование, захват воздуха и окисление металла, а при
значительном расстоянии от места подвода металла до противо-
положной стенки полости формы происходит опережение, заклю-
чающееся в том, что перемещающаяся с большой скоростью
часть расплава проникает далеко в полость формы, окисляется
с поверхности и оказывается разобщенной с основным потоком
расплава, который подходит к ней спустя некоторое время. В ре-
зультате этого в отливках образуются неслитины.
Повышенная первоначальная линейная скорость потока рас-
плава при заполнении формы опасна до момента, пока уровень
расплава в полости формы находится ниже уровня входных от-
верстий литниковых каналов.
Как только расплав в полости формы перекроет уровень вхо-
да литниковых каналов, повышенная линейная скорость поступ-
ления расплава в полость формы будет безопасна для образова-
ния открытых вихрей и разбрызгивания металла.
Уменьшение линейной скорости движения потока расплава
в начальный момент заполнения полости формы может быть до-
стигнуто при помощи литниковых систем, сечение каналов кото-
рых увеличивается по мере приближения к полости формы или
при помощи гидростатических сопротивлений в литниковых си-
стемах, т. е. устройства в них колен, установки сеток фильтров
л т. п.
Второе условие обеспечивается повышением объемной скоро-
сти поступления расплава в полость форм при малой скорости
заполнения.
Поступление расплава в полость формы с повышенной объем-
ной скоростью дает возможность заполнить форму за короткий
период времени с минимальным перепадом температуры распла-
ва, в результате чего расплав сохраняет достаточную подвиж-
ность и проникает в любую точку полости формы.
Заполняемость формы расплавом может быть улучшена и за
счет других факторов (см. § 48).
Однако основным фактором, обеспечивающим хорошую за-
полняемость формы, является фактор скорости движения и
охлаждения расплава в период заполнения.
Третье и четвертое условия заполнения формы расплавом в
основном обеспечиваются тем же фактором, что и второе ус-
ловие.
Чем быстрее заполняется форма расплавом, тем быстрее на-
ращивается гидростатическое давление в полости формы и тем
менее благоприятные условия создаются для быстрого наращи-
вания давления воздуха и газов на границе металл — форма.
Гидростатическое давление в этом случае на протяжении всего
262
периода заполнения формы расплавом будет больше по своей
величине, чем давление воздуха и газов на границе металл —
форма. В результате уменьшается возможность проникновения
воздуха и газов внутрь металла, а следовательно, исключаются
причины образования отдулин и газовых раковин в отливке.
Аналогичным образом обеспечивается выполнение четверто-
го условия заполнения формы с расплавом. Чем скорее запол-
нится форма, тем меньше успеет охладиться металл по пути дви-
жения и тем меньше будет разница в разогреве формы у литни-
ков (питателей) и в местах, удаленных от них, а следовательно,
тем меньше будет возможность образования горячих трещин в
отливке.
Регулирование скоростного режима заполнения полости ли-
тейной формы осуществляется выбором размеров литниковых
систем.
§ 50.	ВЫБОР ТИПА ЛИТНИКОВОЙ СИСТЕМЫ
Литниковой системой называется совокупность технологиче-
ских каналов в форме (по которым металл поступает в ее по-
лость в процессе заливки), обеспечивающих необходимый режим
заполнения: давление, скорость, температуру, сообщение с атмо-
сферой и минимальный расход металла.
Правильность формы, расположения и размеров каналов
литниковой системы оказывает существенное, а иногда и решаю-
щее влияние.на качество отливок.
В основу построения любого типа литниковой системы долж-
ны быть положены следующие основные положения [27, 30, 54,
57, 71]:
1.	Литниковая система должна создавать благоприятные ус-
ловия для спокойного и плавного движения расплава в процессе
заполнения формы. Прямые удары струи о стенки формы и
стержни должны быть устранены.
2.	Литниковая система не должна вызывать тепловых и уса-
дочных напряжений и, таким образом, не должна являться при-
чиной образования трещин того или иного вида.
3.	Литниковая система по возможности должна обеспечить
такое распределение температур металла в форме, при котором
кристаллизация металла происходила бы в направлении к при-
былям.
4.	Литниковая система должна задерживать неметаллические
включения, находящиеся в расплаве, и не создавать загрязнений,
связанных с разрушением формы и вихревым движением ме-
талла.
5.	Расход металла на литниковую систему должен быть ми-
нимальным.
6.	Литниковая система должна обеспечивать подачу опреде-
ленного количества металла в форму за единицу времени.
263
Следует отметить, что время заполнения формы является
функцией не только пропускной способности литниковой систе-
мы, но и многих других переменных: подвижности сплава в жид-
ком состоянии, температуры литья, меняющейся в процессе за-
полнения полости формы, конфигурации отливаемого изделия,
общих размеров этого изделия и многих других факторов.
Например, высокая газотворность, низкая газопроницаемость
или недостаточная вентиляция формы (отсутствие выпоров и
прибылей) не позволяют заполнять форму металлом с большей
скоростью без опасения захвата газов, воздуха жидким метал-
лом; низкая прочности формы; при большой скорости заливки
размывается и загрязняется песчаными включениями и т. д.
Однако и медленное заполнение формы металлом не безопас-
но. В этом случае некоторые части формы могут не заполниться
металлом или в отливке образуются спаи. Особенно это опасно
в случае заливки формы сплавом, обладающим низкой жидко-
текучестью.
Кроме того, изменение скорости заливки влияет на перепад
температур в форме и на образование напряжений и усадочных
раковин в отливке.
В зависимости от характера формы, конфигурации отливки и
состава сплава металл может подаваться к отливке в толстое
или тонкое сечение, сверху, снизу или комбинированным спосо-
бом, способствуя направленному и равномерному затвердеванию
отливки. В соответствии с этим литниковые системы разделяют
на пять типов (рис. 69 и рис. 70).
Первый тип (рис. 69, а) — верхняя литниковая система, под-
водящая металл в верхнюю часть полости формы: в разъем фор-
мы, в прибыль или под прибыль.
Второй тип (рис. 69, б) — боковая литниковая система, под-
водящая металл к боковой поверхности отливки, обычно по
разъему.
Третий тип (рис. 69, в) —ярусная (комбинированная) литни-
ковая система, подводящая металл на несколько уровней по вы-
соте рабочей полости формы к боковой поверхности отливки.
Четвертый тип (рис. 70, а) — нижняя литниковая система или
сифонная, подводящая металл снизу к боковой или торцовой по-
верхности отливки.
Пятый тип (рис. 70, б) — вертикально-щелевая литниковая
система, подводящая металл в полость формы через вертикаль-
ную щель, проходящую по высоте отливки снизу до верху.
Анализируя каждый тип литниковой системы с точки зрения
влияния ее на образование неметаллических включений в отлив-
ке, следует отметить следующие особенности их.
На рис. 69 и 70 приняты следующие обозначения:
С — высота отливки; Н — расстояние от питателя до уровня ме-
талла в литниковой чаше; Р — расстояние от линии разъема
формы до верхнего положения отливки.
264
Верхняя литниковая система не обеспечивает плавное запол-
нение полости формы. Она создает опасность размыва поверх-
ности формы и стержней струей металла, падающего с большой
высоты.
Свободное падение струи металла с большой высоты способ-
ствует захвату воздуха, разбрызгиванию металла на дне поло-
Рис. 69. Способы подвода металла к полости литейной формы:
а — верхний; б — боковой; в — ярусный
Рис. 70. Литниковые системы [26]:
а — нижняя или сифонная литниковая система; б — вертикально-щеле-
вая литниковая система; 1, 2 — литниковая чаша; 3 — входная воронка;
4 — стояк; 5 — сетка; 6 — металлоприемник; 7 — коллектор; 8 — шлако-
выпор; 9 — горизонтальная щель (питатель); 10 — прибыль; 11 — верти-
кальная щель; 12 — колодец
сти формы в начальный период ее заполнения, размыванию фор-
мы и образованию засоров. После заполнения донной части фор-
мы жидким металлом свободно падающая струя не разбрызги-
вается, но вызывает вихревое движение металла, с захватом воз-
духа, окисных плен, шлака, а в случае литья легких сплавов,
склонных к окислению, вызывает образование пены.
Кроме того, она не обеспечивает задержание шлака, свобод-
ного удаления воздуха и образующихся газов из полости формы,
которые попадают в поток металла и застревают в отливке, за-
грязняя ее.
265
Однако применением метода литья с кантовкой литейной фор-
мы многие выше перечисленные недостатки верхней литниковой
системы устраняются, так как этот метод литья обеспечивает
спокойное течение расплава при заполнении полости формы лю-
бой высоты.
Преимуществом верхней литниковой системы является корот-
кий путь движения металла до полости формы и обеспечение по-
следовательно направленной кристаллизации металла в форме.
Верхнюю литниковую систему целесообразно применять только
для отливок небольшой массы, простой формы, небольшой высо-
ты, с малой и средней толщиной стенок.
Боковая литниковая система по сравнению с верхней являет-
ся более совершенной в отношении задержания твердых неметал-
лических включений. Она значительно уменьшает высоту паде-
ния металла, в результате чего полость формы заполняется бо-
лее спокойным потоком металла.
Боковая литниковая система обеспечивает более удобный под-
вод металла к различным частям сложных отливок. Этот тип лит-
никовой системы позволяет размещать шлакоулавливающие и
подводящие каналы в разъеме формы, что облегчает возможность
выделения неметаллических включений в процессе заполнения
формы металлом. Однако условия заполнения формы при приме-
нении данной литниковой системы ухудшаются. Кроме того, она
требует повышенного расхода металла.
Боковую литниковую систему целесообразно применять для
отливок, имеющих среднюю массу, небольшую высоту и большие
габариты.
Ярусная (комбинированная) литниковая система обеспечива-
ет более спокойное поступление металла в форму, чем верхняя
литниковая система, она уменьшает возможность разбрызгива-
ния, захвата воздуха и образования пены. Кроме того, этот тип
литниковой системы позволяет более рационально распределять
температуру металла и создает лучшие условия для последова-
тельной кристаллизации отливок сложной конфигурации, обеспе-
чивает возможность получения крупных отливок большой высо-
ты без размывания формы при лучших условиях питания и мень-
шем количестве дефектов в местах подвода металла, чем нижняя
литниковая система.
Ярусная литниковая система дает положительные результаты
только в том случае, если ярусы включаются в заполнение поло-
сти формы последовательно снизу вверх, что легко достигается
при условии применения незаполняющихся вертикальных кана-
лов или при подводе металла к ярусным литникам отдельными
вертикальными каналами.
Ярусная литниковая система является более сложной по кон-
струкции и трудной по изготовлению. Она не исключает возмож-
ность проникновения шлаков в отливку и не экономична в расхо-
довании металла.
266
Нижняя или сифонная литниковая система исключает паде-
ние струи металла с большой высоты, уменьшает опасность раз-
мыва и разрушения формы, но не исключает размывание стенок
литниковых каналов. Она обеспечивает спокойное поступление
металла в форму без разбрызгивания и вспенивания, создает
благоприятные условия для последовательного вытеснения воз-
духа, образующихся газов, неметаллических включений из поло-
сти формы в верхнюю часть отливки и получения качественной
поверхности -в нижних частях отливок большой высоты.
При нижнем подводе металла в полость формы для устране-
ния разбрызгивания и образования вихрей и захвата воздуха на-
до избегать потоков металла, направленных перпендикулярно
вертикальным стенкам полости формы. Этот тип литниковой си-
стемы позволяет легко осуществить равномерное поступление
металла по периметру отливки. Однако нижний подвод металла
в полость формы создает неблагоприятный режим температур
металла по высоте, в результате чего направленность затверде-
вания может получиться обратной (сверху вниз), а в отливках
образоваться усадочные раковины и рыхлоты. Чтобы избежать
этих дефектов, на отливке устанавливают прибыли больших раз-
меров. Эта система способствует развитию местных перегревов и
создает неблагоприятные условия для заполнения тонких стенок;
требует повышенного расхода металла.
Нижняя литниковая система получила наибольшее распрост-
ранение для литья толстостенных отливок средней и большой
массы, средней высоты из легкоокисляемых металлов и сплавов,
например, сплавов на основе алюминия или магния, алюминие-
вых и марганцовистых бронз и латуней.
Вертикально-щелевая литниковая система обеспечивает под-
вод металла через вертикальную щель в боковые стенки отливки.
Она состоит из следующих основных элементов: литниковой ча-
ши, стояка, металлоприемника, коллектора, шлаковыпора, гори-
зонтальной и вертикальной щелей и колодца. Многие элементы
этого вида литниковой системы (литниковая чаша, стояк, кол-
лектор, шлаковыпор) применяются и в других видах литниковых
систем.
Участок вертикально-щелевой литниковой системы от литни-
ковой чаши до входных каналов в колодцы представляет собой
нижнюю литниковую систему.
При обычной вертикально-щелевой системе заполнение фор-.
мы происходит постепенно снизу вверх. Верхние слои металла
имеют более высокую температуру по сравнению с нижележа-
щими слоями, благодаря чему создается благоприятный тепло-
вой режим для последовательной кристаллизации.
Таким образом, вертикально-щелевой подвод .металла в по-
лость формы обеспечивает спокойное поступление металла, по-
следовательное вытеснение воздуха и образующихся газов, бла-
гоприятные условия для всплывания неметаллических включе-
267
ний в верхние зоны формы и, самое главное, обеспечивает луч-
ший по сравнению с нижней литниковой системой . тепловой
режим кристаллизующейся отливки. Однако этот тип
литниковой системы имеет целый ряд недостатков.
На практике, как указывает В. Д. Храмов и Е. В. Мишаков
(7, с. 5—23], трудно отрегулировать затвердевание сплава в вер-
тикальной щели по мере повышения уровня металла в форме так»
чтобы осуществлялось последовательное наслаивание металла.
Чаще всего она работает или как верхняя литниковая система
или как нижняя. Такие явления наблюдаются чаще всего при
литье крупных отливок. Устранить эти явления, а следовательно»
и дефекты, ими вызываемые, бывает очень трудно.
Следующими недостатками вертикально-щелевой системы яв-
ляются сравнительно сложное выполнение ее, трудность удале-
ния отливки из формы, кроме того, не исключена возможность
вспенивания сплава в начальный момент заполнения полости
формы и возникновение местных перегревов формы в области»
прилегающей к вертикальным щелям.
Выбор типа литниковой системы для конкретной отливки об-
условливается свойствами сплава, ее габаритными размерами,
конфигурацией и положением ее в литейной форме. Кроме того»
при выборе типа литниковой системы необходимо учитывать ин-
тервал кристаллизации сплава.
Для сплавов с большим интервалом кристаллизации особен-
но важно обеспечить направленное затвердевание и большой
температурный градиент по направлению к прибылям. Подвод
металла в этом случае рекомендуется производить в более мас-
сивные части и по возможности ближе к прибылям, чтобы уси-
лить эффект направленного затвердевания. Для отливок из спла-
вов с малым интервалом кристаллизации допустим подвод ме-
талла в более тонкие части отливки для выравнивания скоро-
стей охлаждения.
Для сплавов, образующих окисные пленки, таких как алюми-
ниевая и марганцовистая бронза и легкие сплавы, особенно важ-
но создавать спокойное течение металла в полости формы при
наименьшем .контакте с воздухом, вспенивания и разбрызгива-
ния. В этом случае желательно применять нижнюю литниковую
систему или вертикально-щелевую.
При выборе типа литниковой системы для тяжелых сплавов
необходимо учитывать, что они по сравнению с легкими сплава-
ми более опасны для размывания и разрушения формы в про-
цессе ее заполнения расплавом.
§51. ВЫБОР РАЗМЕРОВ ЭЛЕМЕНТОВ
ЛИТНИКОВОЙ СИСТЕМЫ
В основу выбора размеров каналов литниковой системы и их
соотношений должны быть положены следующие основные поло-
жения.
268
1.	Оптимальная продолжительность заполнения формы рас-
плавом.
2.	Скорость расплава по каналам литниковой системы и фор-
мы должна исключать вспенивание, разбрызгивание, захват воз-
духа и окисление металла.
3.	Минимальные размеры литниковых каналов должны обес-
печивать наибольшую пропускную способность литниковой си-
стемы.
4.	Минимальный расход металла на устройство литниковою
системы и минимальный расход материала на изготовление ли-
тейной формы.
Экономное расходование металла на литниковую систему и
экономное расходование материала на изготовление литейной
формы основано на выборе наиболее коротких путей, по которым,
расплав поступает в форму, и на расчете оптимальных сечений,
литниковых каналов.
Определение оптимального времени
заполнения формы расплавом
Время заливки формы расплавом может изменяться в широ-
ких пределах (особенно для массивных отливок) в зависимости
от толщины стенки отливки и от типа литниковой системы.
Наименьшая допустимая продолжительность заливки формы
расплавом определяется следующими факторами: 1) временем,
необходимым для полного удаления из формы воздуха и газов,
выделяемых стержнями и металлом; 2) возможностью размыва-
ния поверхности формы и стержней; 3) силой удара металла о
верхнюю плоскость формы в конце заполнения (опасностью про-
рыва металла); 4) нежелательностью увеличения размеров от-
ливки и сечений литниковых каналов по экономическим сообра-
жениям.
Верхний предел продолжительности заливки формы в основ-
ном определяется температурой или жидкотекучестью расплава,
(возможностью незаполнения формы, образования швов); необ-
ходимостью обеспечить определенную скорость подъема уровня
металла в форме.
При подводе металла снизу, а питания сверху (из верхних
прибылей) желательно заливать расплав быстрее, так как мед-
ленная заливка создает опасность глубокого проникновения уса-
дочных раковин из прибыли в отливку или образования внутрен-
них усадочных раковин внизу отливки; при подводе металла
сверху и питании из верхних прибылей можно допускать более
медленную заливку, что способствует уменьшению усадочных ра-
ковин. При подводе металла в толстостенные части отливки бы-
страя заливка увеличивает неравномерность охлаждения; пр»
подводе же в тонкостенные части, наоборот, медленная заливка
уменьшает неравномерность охлаждения.
2&>
. Оптимальная продолжительность заливки формы расплавом
определяется по формуле К- С. Соболева [27, 59]:
т =	}/б0 сек,	(25)
где т — время заливки всей формы (включая и прибыли), сек;
Si — оптимальный коэффициент, определяемый из табл. 20
и 21;
б — преобладающая или средняя толщина стенки отливки,
мм;
G — масса одной отливки с литниковой системой и прибы-
лями, кг.
При проведении расчета по формуле (25) необходимо учиты-
вать следующее. Скорость охлаждения отливки и прибыли опре-
Рис. 71. Отношение площади Q к периметру U для некоторых сечений:
Q d а пд
~U = V’ ° ~ 7Г== 2 (п+1)
деляется отношением площади сечения Q (мм2) к периметру и
(мм). Для различных сечений оно будет различным (рис. 71).
Для прямоугольных сечений при достаточно большом п (от-
ношение ширины стенки к толщине)
Q __ nb ___________б______ б
"7“ 2(п+1) “ 2/1+М “ 2 ’
\ п )
откУДа	§ = 2 — .
и
Поэтому толщину стенки или прибыли следует принимать
равной:
а) для отливок и прибылей круглого или квадратного сече-
ния
и 2
б) для отливок и прибылей, у которых отношение ширины
стенки к толщине п 4:
б = 2 — =
и п+1
2?0
где 6 — фактическая толщина стенки отливки;
6' — средняя толщина стенки отливки;
в) для отливки и прибылей, у которых отношение ширины
стенки к толщине достаточно велико, п > 4:
6 = 6',
т. е. средняя толщина стенки отливки принимается равной факти-
ческой толщине стенки отливки или прибыли.
Рассчитанные таким образом значения 6 используют в фор-
муле (25).
При определении оптимальной продолжительности заливки
форм расплавом, для которых толщину прибылей предусматри-
вают со значительным превышением толщины стенки отливки,
при заполнении полости формы и прибылей из общей литниковой
системы толщину б в формуле (25) рекомендуют принимать рав^
ной средневзвешенной толщине стенки и прибыли:
g _ ^ОТЛ • бртл ^приб * бпрпб
^отл ^приб
(26)
где 60ТЛ и Одриб — соответственно масса отливки и прибыли, кг\
ботл И 6Приб — соответственно толщина стенки отливки и
прибыли (мм), определяемая для сечений от-
ливок или прибылей различной формы, как
было указано выше.
Значение коэффициента Si определяется опытным путем.
Для отливок из легких сплавов значение Sb по данным
Г. М. Дубицкого {27, 52], приведены в табл. 20 и 21.
Для более быстрой заливки значение коэффициента Si сле-
дует брать меньшие, а при медленной — больше, в указанных
Таблица 20
ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА Sx ДЛЯ ОТЛИВОК ИЗ СПЛАВОВ
НА ОСНОВЕ АЛЮМИНИЯ [27]
	Значения Si		для массы расплава (G, кг) на одну отливку				
Метод изготовления отливок	обычная литниковая система				вертикально-щелевая литниковая система		
	до 2	2—5	5—10	выше 10	До 15	15-30	30—70
Подогреваемые кокили . . Песчаные формы 		2,2 1,7	2,4 2,1	2,5 2,3	2,62 2,4	3,35 2,7	3,6 2,8	4,0 3,0
Примечание. Указанн! дой отливки с учетом ее изг S1 = Sicp ± 0.45.	>ie знач отовлен!	[ения являются 1я значение Si		средними Slcp. Для каж- ;принимается в предела*			
271
пределах. Во всех остальных случаях необходимо принимать
средние значения Sb
Для отливок из бронзы Бр.ОЦС 3,5-6-5 при литниковой систе-
ме, не замкнутой в питателях, и при заливке в песчаные формы
можно приближенно принимать значения коэффициента Si = 2—
—2,1 при количестве отливок не более четырех в форме; при ко-
личестве отливок более четырех значения коэффициента Si =
= 2,2 -4- 2,9 (последнее значение принимают при количестве от-
ливок более двадцати). При литниковой системе, замкнутой в пи-
тателях, при любом количестве отливок в форме можно прини-
мать Si = 2,04-2,1.
Таблица 21
ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА ДЛЯ ОТЛИВОК ИЗ СПЛАВА МЛ5 [27]
	Значения		для массы расплава (G, кг) на одну отливку						
Метод изготов- ления отливок	обычные литниковые системы					вертикально-щелевая литнике в я система			
	0,1—2	2-5	5-10	10-20	выше 20	до 3 0	30-45^ 1	45—65	выше 65
Подогреваемые кокили . . Песчаные фор- мы .... Примеча изготовляемых значения прг в песчаных фор!	2,3 2,3 н и е. У В ПОДО! !НИМсЮТ( лах, St=	2,6 2,5 'казаннь 'реваемъ :я в пре, ^ср—01	2,8 2,7 ie значе: 4Х коки делах S ,5.	2,9 2,7 НИЯ ЯВЛ5 ЛЯХ С ( 1=51Ср-	2,9 2,8 аются с{ збычным ЬО,35. J	3,7 3,0 )едними И ЛИТН1 1ля ОТЛ!	4,0 3,0 ^хср- Д -5КОВЫМИ IBOK, ИЗ	4,4 3,3 ЛЯ ОТЛИ1 систем 1ГОТОВЛЯ	4—4,5 вок, ами, емых
Для отливок из латуни ЛС59-1Л при замкнутых литниковых
-системах можно приближенно принимать значения коэффициента
при заливке в песчаные формы Si = 1,9; при заливке в коки-
ли Si = 1,3 (последнее число нуждается в уточнении ввиду ма-
лого количества произведенных наблюдений).
Кроме продолжительности и температуры заливки, большое
значение для качества отливки имеет скорость подъема уровня
металла в форме. Малая скорость подъема уровня металла в фор-
ме может способствовать образованию окисных плен на поверх-
ности металла, ужимин, заворотов, спаев, а высокая скорость
способствует образованию газовых раковин и вторичных шлако-
вых включений.
Оптимальная продолжительность заливки формы проверяет-
ся по скорости подъема уровня металла в полости формы.
Поэтому оптимальная продолжительность заливки формы ме-
таллом, определенная по формуле (25), должна проверяться по
средней скорости подъема уровня жидкого металла в полости
272
формы, в зависимости от положения формы во время заливки и
толщины стенки отливки по формуле
Q
v = — мм/сек,	(27)
т
где v — скорость подъема уровня металла в форме, мм!сек\
С — высота отливки от нижней до верхней точки в положе-
нии заливки с учетом высоты прибыли, мм\
х— время заливки формы, сек.
Если расчетная скорость подъема уровня расплава в форме
будет соответствовать оптимальной скорости подъема, то время
заливки, определенное по формуле (25), будет правильным. Если
же скорость подъема уровня окажется недостаточной, то необхо-
димо изменить положение отливки в форме или несколько умень-
шить продолжительность заливки, найденную по формуле (25).
При заливке форм через вертикально-щелевую литниковую
систему следует принимать минимальные скорости подъема рас-
плава в форме.
Определение размеров и выбор соотношения площади сечений
элементов литниковых систем
В зависимости от соотношений площадей сечений элементов
литниковые системы разделяются на:
1)	замкнутые системы (рис. 72, 73);
2)	незамкнутые системы (рис. 74);
3)	заполненная или частично заполненная (рис. 75, 76).
18 в. с. юдкин	273
Замкнутой литниковой системой называют такую систему, у
которой общее сечение питателей меньше сечения шлаковика
коллектора) и стояка, т. е.
^пит < ^ШЛ < FCT .
'Замкнутые системы заполняются металлом с первых же се-
кунд заливки, независимо от места подвода металла в форму.
Рис. 74. Схема незамкнутой
(расширяющейся) литни-
ковой системы [29]:
1 — стояк; 2 — сетка; 3 —
коллектор; 4 — питатель
шлаковик; 3 — питатель; 4 —
1 — стояк; 2 —
полость формы
Пропускная способность питателей в этом случае значительно
меньше пропускной способности стояка. Заполнение формы ме-
таллом происходит под
большим напором и с
большой линейной скоро-
стью, что вызывает часто
размыв формы и турбу-
лентный характер дви-
жения. Такого типа лит-
никовые системы при ли-
тье тяжелых сплавов (не
образующих пленок) иск-
лючают засасывание шла-
ка и других неметалличе-
ских включений в полость
формы и содействуют луч-
шему улавливанию их.
Однако в производст-
венной практике применение тормозящих литниковых систем не
приводит к положительным результатам при изготовлении отли-
вок из сплавов, имеющих повышенную склонность к вспениванию
при заливке (алюминиевые сплавы различных марок и алюми-
ниевые бронзы).
Для таких сплавов наиболее целесообразным оказалось при-
менение нетормозящих литниковых систем (расширяющихся).
274
Незамкнутой литниковой системой называют такую систему,
у которой общее сечение питателей больше сечения шлакоулови-
теля и стояка, т. е.
F
1 пит
F
1 шл ст,
в результате чего в первые секунды заливки литниковая система
не заполняется металлом.
Заполненной или частично заполненной литниковой системой
называют такую систему, которая на основании закона о сооб-
щающихся сосудах заполняется металлом независимо от соотно-
шений между сечениями от-
дельных элементов систе-
мы [30, 71].
Этот тип литниковой систе-
мы по своему влиянию на каче-
ство отливки занимает проме-
жуточное положение между
замкнутой и незамкнутой лит-
никовыми системами. Площадь
сечения питателей в этой лит-
никовой системе так же, как и
в незамкнутой, больше площа-
ди сечения стояка, благодаря
чему металл вводится в по-
лость формы более спокойно
с малой линейной скоростью.
Заполненные литниковые
системы целесообразно приме-
нять для мгновенно вспениваю-
щихся сплавов, где особенно
важен подвод металла в форму при малых скоростях (при литье
отливок из алюминиевых сплавов).
-
заполненной
сифонным под-
Рис. 76. Схема частично
литниковой системы
водом металла:
/ — литниковая
фильтровальная
4 — питатель; 5
(воронка); 2 —
3 — стояк;
чаша
сетка;
— полость формы
Определение размеров элементов литниковой системы
В основу построения рациональной литниковой системы дол-
жны быть положены расчетные данные размеров каналов литни-
ковой системы.
Расчет размеров каналов литниковой системы основан на
классических законах гидравлики, вполне приложимых к движе-
нию металлической жидкости.
Параметры движения расплава по каналам литниковой систе-
мы определяются линейной, объемной и массовой скоростью. За-
висимость линейной скорости ил {см/сек) от ускорения силы тя-
жести g (см/сек2), высоты Нх (см) и коэффициента гидравличе-
ского сопротивления р выражается уравнением Бернулли:
ил = р	см/сек.
18
275
Коэффициент ц для жидкости равен 1.
Чем больше сопротивление движению (например, в литнико-
вых каналах с несколькими поворотами и сужениями), тем мень-
ше значение ц.
Зависимость р от суммы сопротивлений может быть выражена
уравнением
1
И = —--- ,
V1+2E/
(28)
где Sgi — сумма различных сопротивлений, например, gi—со-
противление на поворотах; £2— сопротивление от трения; g3 — со-
противление от сужения и т. д.
Значения ц, по данным Г. И. Дубицкого, приведены в табл. 22.
Расход по массе или скорость по массе заливки формы в за-
висимости от объемной’или линейной скорости выражается урав-
нением
‘’мае = °обР =
При определенном сечении F литниковых каналов и одинако-
вом напоре существует следующая зависимость: чем больше ли-
нейная скорость, тем больше секундный расход металла, а зна-
чит и скорость по массе.
Умножив обе части уравнения Бернулли на Гр, получим сле-
дующее равенство:
^мзе = — = Fpp, J/2gH кг/сек,	(29)
т
где G — масса отливки, прибылей и литников, кг\
т — время заливки формы и прибылей, сек;
F— поперечное сечение литникового канала в самом узком
месте, см2\
р — плотность жидкого металла, кг)см2\
g — ускорение силы тяжести, см!сек2\
Н — высота напора, см, равная расстоянию от уровня метал-
ла в литниковой чаше до питателя при разливке через
носок ковша и от уровня металла в ковше до питателя
при разливке через отверстие в дне ковша.
Определение среднего (расчетного) металлостатического на-
пора при заливке форм из носка ковша производится по форму-
лам в зависимости от способа подвода металла в полость формы
(см. рис. 69). При подводе металла сверху Яр = Н.
При подводе металла на некотором расстоянии от низа отлив-
Р2
ки средний расчетный напор определяется: Нр = Н------.
2 С
Р
При подводе металла снизу: Нр = Н —.
При наличии на отливке прибыли Р и С следует определять с
учетом высоты прибыли.
276
Таблица 22
ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА ГИДРАВЛИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ Ц Д ЧЯ
ОТЛИВОК из СПЛАВОЗ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ [.’7]
Сплавы	Сечение узкого места литниковой системы	Заливка	Приближен- нее значение общего коэф- фициента ц,
Алюминие- вые	Верхней части стояка Нижней части стояка и отверс- тий фильтровальной сетки Отверстий фильтровальной сет- ки в шлакоуловителе Питателей	В подогретые кокили В песчаные ф'«рмы и в по- догретые кокили	0,754-0,1 0,644-0,1 0,524-0,1 0,554-ОЛ
Магниевые	Верхней части стояка Нижней части стояка (либо се- чение фильтровальной сетки, расположенной под стояком) Соединительных каналов, под - водящих сплав к кольцевым шлакоуловителям (коллекторам) Литниковых каналов, далеко расположенных от входного отверстия воронки или чаши (в том числе, когда сечение пи- тателей узкое)	В песчаные фор- мы и подогре- тые кокили	0,84-0.1 0,65+0,1 0,60+0,1 0,50+0,1
Медные: бронзы латуни П р и м ( сечениях ли	Отверстий фильтровальной сет- ки, расположенной под стояком Нижней части стояка Питателей (предположительно) Питателей г ч а н и е. Верхний предел зн ачений ц, |тниковых каналов.	В песчаные формы следует применять	0,404:0,1 0,35±0,1 0,30±0,1 0,41±0,06 при больших
Решая уравнение (29) относительно F, получим расчетную
формулу для определения площади самого узкого сечения канала
литниковой системы:
F =—100Пд_^сл2.	(30)
трц у 2gHp
В этой формуле масса отливки с литниками и прибылями ори-
ентировочно определяется по размерам отливки, указанным в
чертеже формы, и уточняется после получения первой отливки.
В настоящее время в практике литейного производства боль-
шое значение придают регулированию линейной скорости движе-
277
ния расплава при заполнении формы расплавом. Эта задача лег-
ко разрешается при применении незаполненных литниковых си-
стем. Поэтому этот тип литниковых систем находит широкое при-
менение в литейной практике. Особенность этих литниковых си-
стем заключается в том, что они не заполняются первым потоком
расплава и остаются незаполненными некоторый период време-
ни, продолжительность которого зависит от напора и соотноше-
ния размеров каналов литниковой системы не только по попереч-
ному сечению, но и по объему.
Определение размеров литников (питателей). Наилучшей
формой сечений питателей являются горизонтальные щели, про-
тяженность которых в горизонтальном направлении определяет-
ся исходя из удобства заливки: благоприятного распределения
металла в форме, уменьшения местных перегревов и пр.
Толщина литниковой щели зависит от рода заливаемого ме-
талла или сплава. Она не должна превышать, как отмечает
А. Г. Спасский, толщину свободно движущейся по горизонталь-
ной поверхности струи металла. При этих условиях первый поток
металла не пройдет из коллектора (шлаковика) в питатели, как
бы ни была велика площадь сечения их по сравнению со стояком,
до тех пор, пока уровень металла не поднимется в коллекторе на-
столько, что сможет преодолеть сопротивление поверхностного
натяжения пленки окислов на его поверхности и гидравлического
сопротивления у входа в литниковую щель. Это дает возмож-
ность шлаку, пузырькам воздуха и прочим посторонним включе-
ниям всплыть на поверхность потока выше уровня литников (пи-
тателей) и задержаться в коллекторе. Таким образом, опреде-
ляющим размером щелевых питателей в незамкнутой литнико-
вой системе является его толщина, а не поперечное сечение.
Толщина питателей по возможности не должна превышать 4—
8 мм. Ширина питателей берется в соответствии с конструкцией
отливки и учетом удобства отделения питателей от тела отливки.
Суммарная площадь питателей в большинстве случаев в 3—4 ра-
за больше площади сечения стояков. В целях создания необходи-
мых условий для направленной кристаллизации снизу вверх
очень часто питатели подводят к тонким частям отливки. Однако
при литье сплавов типа твердых растворов нередко подвод спла-
ва осуществляется в наиболее массивные места отливки, чтобы
избежать лишнего разогрева формы и тем самым не допустить
получения крупнокристаллического строения детали.
Для повышения плавности движения сплава в форме питате-
ли рекомендуется располагать под углом к стенке отливки. Если
коллектор (шлаковик) имеет две ветви, то желательно, чтобы на
ветвях расположилось равное количество литников (питателей).
Литники-питатели желательно расположить как можно дальше от
стояка. Недопустимо расположение питателей против стояка.
Определение размеров коллектора (шлаковика). Размер (объ-
ем) коллектора (шлаковика) в незамкнутой литниковой системе
278
при нижнем подводе металла в форму определяется следующим
образом. Объем коллектора должен быть равен произведению
площади нижнего основания рабочей полости формы на толщину
щелевого питателя или превосходить его на 5—10%.
Размеры коллектора (шлаковика) по длине определяются
расстановкой питателей по отношению к отливке: длина коллек-
тора (шлаковика) должна быть больше на 100—150 мм.
Сечение коллектора выбирают с таким расчетом, чтобы час-
тицы шлака могли успеть подняться в верхние слои расплава
в коллекторе и задержаться там, а скорость движения расплава
обеспечивала оптимальную продолжительность заполнения ра-
бочей полости формы.
При трапециевидном сечении коллектора размеры его сече-
ния могли быть приблизительно определены из соотношений
1 : 0,8 : 1,2, где 1 —относится к нижнему основанию трапеции,
0,8 — к верхнему, а 1,2 — к высоте сечения.
Площадь поперечного сечения коллектора при течении рас-
плава в одну сторону рекомендуется брать кратной двум или
трем площадям поперечного сечения стояков, а при течении
расплава в две стороны коллектора — равной одной или полу-
торной площади поперечного сечения стояков. Коллекторы, в
которых течение расплава происходит в две стороны, являются
более предпочтительными, так как металл в них проходит более
короткий путь от стояка к полости формы.
В целях ограничения габаритных размеров литейной формы
коллектор (шлаковик) не рекомендуется относить от контура
отливки более чем на 80 мм и питатели должны быть подведены
к -нижней стороне отливки. На конце коллектора рекомендуется
устанавливать шлаковыпор с выходным диаметром, равным 0,7
от размера верхней стороны трапеции коллектора.
Наибольшее распространение в практике литья сплавов нач
основе цветных металлов имеют незамкнутые литниковые си-
стемы со следующими соотношениями сечений каналов:
FCT.H:FK:F„^ 1:2:(2~3),
где FCTH — площадь сечения внизу стояка;
Гк —площадь сечения коллектора (шлаковика);
Fn —площадь сечения литника (питателя).
Литниковые системы с такими соотношениями сечений эле-
ментов рекомендуются для широкого промышленного внедрения.
Для случаев, когда узким местом литниковой системы явля-
ется сечение отверстий фильтровальной сетки, расположенной
внизу под стояком, рекомендуется применять следующее соот-
ношение площадей сечений элементов:
FceT:FK : Fn = 1:2:(2н-3),
где FceT — живое сечение отверстий фильтровальной сетки.
279>
В практике литейного производства применяют литниковые
системы с другими соотношениями сечений элементов:
FCT.n:FK:Fn = 1:2:4; FCT.H : FK : Fn = 1: (1,5	3): (3	6).
, Однако чрезмерное расширение литниковых каналов не ре-
комендуется, так как в них засасывается воздух и вспенивается
металл. В случае применения изогнутых, змеевидных и прямо-
угольных стояков рекомендуются следующие соотношения эле-
ментов литниковой системы:
F ст.в • F ст.н = 1:1,
где Fct.b — площадь поперечного сечения вверху стояка.
В замкнутых литниковых системах, иногда применяемых для
литья некоторых сплавов (например, для отливок из латуни
ЛС59-1Л) рекомендуется брать следующие соотношения сече-
ний элементов:
Fст.в• Fст.н: FK: Fn = 2: 1,6:1,3: 1.
Применение незамкнутых литниковых систем, как уже отме-
чалось выше, дает возможность не только в значительной степе-
ни снизить линейную скорость движения расплава на выходе из
литников-питателей в полость формы (особенно в первый,
наиболее опасный период поступления расплава), но позволяет
до некоторой степени регулировать ее.
Работа литниковой системы при незатопленных каналах обе-
спечивается при условии, если приток расплава от стояка (QCt)
будет равен истечению расплава из литников-питателей (Qn),
т. е.
QcT Qn> -^СТ^СТ * Цр
^стНст V 2gWCT = />п V 2ghn,
где FCt и Fn— площади сечений стояка и литника-питателя,
одна из которых может быть определена по фор-
муле (30);
vCT и —линейные скорости движения расплава соответ-
ственно в стояке и литнике-питателе;
Нет и цп —коэффициенты гидравлического трения при дви-
жении расплава в стояке и литнике питателе,
определяются по справочным таблицам;
Нст — высота стояка, устанавливаемая из условий кон-
струкции формы;
hn — высота уровня расплава в коллекторе, кото-
рая может быть установлена опытным путем
(наблюдением).
Таким образом, вышеприведенное уравнение может иметь
неизвестное или FCT или Fn. Изменением величины этого неиз-
вестного можно регулировать линейную скорость движения
расплава по каналам литниковой системы.
280
Глава XIV
КРИСТАЛЛИЗАЦИЯ
И ФОРМИРОВАНИЕ
СТРУКТУРЫ ОТЛИВКИ
Под кристаллизацией принято понимать процессы зарождения
**и роста кристаллов, в результате которых формируется
структура металла.
Структура и свойства отливки зависят преимущественно от
условий первичной кристаллизации в литейной форме.
При переходе металлов и сплавов из жидкого состояния
в твердое при определенной температуре атомы из неупорядо-
ченного расположения начнут закономерно располагаться во-
круг отдельных групп атомов кристаллического вида, имею-
щихся в расплаве, образуя пространственные кристаллические
решетки, а из них — кристаллиты. При этом подвижность коле-
бания атомов значительно уменьшается и одновременно с этим
выделяется теплота кристаллизации, равная скрытой теплоте
плавления.
Как известно из термодинамики, энергетическое состояние
любой системы характеризуется особой термодинамической
функцией, называемой свободной энергией. Для конденсирован-
ных систем, к которым относятся жидкие и твердые металлы,
свободная энергия определяется следующим уравнением:
Z = U — TS,	(31)
где U — внутренняя энергия системы;
Т — абсолютная температура;
S — энтропия.
При изменении температуры свободная энергия жидкости и
твердых кристаллов изменяется различно.
На рис. 77 приведена зависимость свободной энергии жидкой
и твердой фазы от температуры.
Из термодинамики известно, что устойчивость той или иной
системы определяется уровнем свободной энергии этой системы.
Состояние системы с низким уровнем энергии является более
устойчивым, чем с высоким. Разность энергии — движущий
281
фактор превращения одного состояния в другое и источник ра-
боты, необходимый для фазового превращения (например,
кристаллизации металла).
Анализируя схему, иллюстрирующую изменение свободной
энергии металла в жидком и твердом состоянии в зависимости
от температуры, необходимо отметить следующее.
1.	При температуре выше То (см. рис. 77) меньшей свобод-
ной энергией обладает жидкость, и, следовательно, жидкое со-
стояние в этих условиях будет более устойчивым, чем твердое
Рис. 77. Изменение свободной энергии фаз в зависимо-
сти от температуры
состояние вещества, и процесс пойдет в направлении разруше-
ния кристаллов (плавление).
2.	При температуре ниже TQ твердая фаза характеризуется
меньшей свободной энергией, и, следовательно, в этих условиях
будут устойчивы кристаллы, а процесс должен развиваться в
сторону кристаллизации.
3.	При температуре То свободные энергии жидкой и твердой
фаз равны, следовательно, обе фазы одинаково термодинамиче-
ски устойчивы и могут существовать одновременно, находясь в
равновесии, при этом никаких фазовых превращений в системе
не происходит.
4.	Чтобы вызвать процесс кристаллизации жидкой фазы, не-
обходимо охладить систему несколько ниже равновесной темпе-
ратуры (То), т. е. переохладить жидкость.
При этом жидкая фаза будет менее стабильна, чем твердая,
и будет возможно фазовое превращение. Степень переохлажде-
282
ния жидкого металла определяется разностью между равновес-
ной и фактической температурами кристаллизации.
Началом кристаллизации жидкой фазы любых веществ
принято считать возникновение устойчивых («критических»)
центров кристаллизации и их последующий рост.
Поэтому для обеспечения непрерывного протекания началь-
ной стадии кристаллизации необходимо, чтобы возникшие в
жидкости при данной температуре (при данном переохлажде-
нии) зародыши кристаллов были устойчивыми,
Зародыш любой новой фазы становится термодинамически
устойчивым тогда, когда он приобретает некоторый «критиче-
ский» размер или превзойдет его, а рост зародыша до этих
размеров приводит не к уменьшению, а к увеличению свобод-
ной энергии.
Это повышение свободной энергии, связанное с появлением
поверхности раздела между жидкой и твердой фазами, как от-
мечает А. А. Бочвар [31], будет компенсировано уменьшением ее
вследствие перехода некоторого объема менее устойчивой фазы
в соответствующий объем устойчивой. Такая компенсация ста-
новится возможной при увеличении размеров зародыша, так как
уменьшение свободной энергии пропорционально кубу радиуса,
а поверхностная энергия (величина дополнительной энергии, от-
несенная к единице поверхности) растет пропорционально толь-
ко квадрату радиуса.
Таким образом, с момента достижения зародышем крити-
ческого размера свободная энергия системы начинает убывать,
зародыш становится устойчивым, в результате чего процесс
кристаллизации может развиваться самопроизвольно (с умень-
шением свободной энергии) в направлении образования кри-
сталлической фазы.
Кристаллизация металлов и сплавов начинается тогда, когда
температура данного сплава достигает температуры ликвидуса
в данном объеме отливки. При этой температуре атомы расплав-
ленного металла начинают занимать упорядоченное положение
и образовывать кристаллическую решетку. При дальнейшем
охлаждении жидкого металла из центров кристаллизации фор-
мируется металлическая структура отливки.
Кристаллизация жидких металлов невозможна без наличия
центров кристаллизации.
Под центром кристаллизации следует понимать комплекс
атомов вещества с правильным относительным их расположени-
ем (компоновкой), из которого зарождается и в дальнейшем
растет кристалл.
В зависимости от способа возникновения зародышей кри-
сталлов современная теория предполагает, что кристаллизация
жидких металлов и сплавов возможна:
1)	при самопроизвольном возникновении центров кристалли-
зации;
283
2)	при вынужденной кристаллизации, когда те или иные
включения (примеси) служат центрами образующихся кри-
сталлов;
3)	при одновременной или проходящей в переменном соотно-
шении самопроизвольной и вынужденной (комплексной) кри-
сталлизации.
§ 52. КРИСТАЛЛИЗАЦИЯ
ПРИ САМОПРОИЗВОЛЬНОМ ВОЗНИКНОВЕНИИ
ЦЕНТРОВ КРИСТАЛЛИЗАЦИИ
Самопроизвольное зарождение центров кристаллизации воз-
можно только при сильном переохлаждении кристаллизующей-
ся фазы.
Кристаллизация как переход металла из жидкого состояния
в твердое является результатом двух элементарных процессов,
зарождения кристаллов и совместного роста их в ограниченном
объеме охлаждающегося расплава. Ход каждого элементарного
процесса в отдельности определяется скоростью зарождения
центров кристаллизации в единице объема расплава в единицу
времени и линейной скоростью роста каждого кристалла также
в единицу времени.
Еще Д. К. Чернов [65], изучая кристаллизацию стальных
слитков, указывал: «чем больше будет быстрота охлаждения,
тем больше образуется центров кристаллизации. А чем больше
будет центров, тем на каждого из них придется меньший район
действия и поэтому тем более мелкая зернистость строения в
конце концов получится».
Немецкий ученый Г. Тамман, исследуя кристаллизацию ме-
таллов, впервые на основании обобщения большого эксперимен-
тального материала наиболее четко установил характер зависи-
мости скорости зарождения и роста кристаллов от температуры,
а также показал экспериментально, что центры кристаллизации
возникают и растут лишь при достижении определенного пере-
охлаждения жидкости ниже температуры плавления.
Кристаллизация какого-либо объема металла или сплава
проходит из центров, самопроизвольно и одновременно возни-
кающих и растущих во всем объеме металла или сплава и
заканчивается замыканием этих растущих кристаллов.
Если жидкость не содержит посторонних частиц, способных
быть центрами кристаллизации с увеличением переохлаждения,
число центров (Ч. Ц.) и скорость кристаллизации (С. К.) возра-
стают и при определенной степени переохлаждения достигают
максимума и затем при более глубоком переохлаждении быстро
уменьшаются. Эту зависимость Тамман изобразил схемой, по-
казанной на рис. 78. Размер получаемых кристаллов при опре-
деленной степени переохлаждения зависит от числа зародив-
шихся центров кристаллизации и скорости роста кристаллов.
284
Крупные кристаллы образуются при максимальной скорости
роста кристаллов и малом количестве центров кристаллизации
(случай а), и, наоборот, мелкие кристаллы образуются при ма-
лой скорости роста кристаллов и максимальном количестве
центров кристаллизации (случай б).
Рис. 78. Скорость зарождения числа центров кристаллизации
(Ч.Ц.) и скорость роста кристаллов (С.К.) в зависимости от ве-
личины переохлаждения [32]
Зависимость числа зерен от величины кристаллизационных
параметров выражают следующим уравнением:
д/ч. ц,
V с. к. ’
N = k
(32)
где N — число зерен;
k — коэффициент пропорциональности;
Ч. Ц. — число центров кристаллизации (скорость зарождения
центров кристаллизации);
С К. —скорость роста кристаллов.
При очень сильном переохлаждении жидкости, когда Ч. Ц. и
С. К. будут иметь нулевое значение (случай в), жидкость пере-
ходит в твердое состояние без кристаллизации, в результате че-
го образуется аморфное состояние.
Современная теория кристаллизации, построенная Фольме-
ром на основании термодинамических работ Гиббса, получила
дальнейшее развитие благодаря работам советского физика
я. И. Френкеля и может быть названа теорией Гиббса — Фоль-
мера — Френкеля. Эта теория нашла подтверждение в работах
известных советских ученых — В. И. Данилова, А. А. Байкова,
285
А. А. Бочвара, H. Г. Гудцова, К. П. Бунина, Б. Б. Гуляева,
А. Г. Спасского, Н. И. Хворинова, В. А. Ливанова, С. М. Воро-
нова, В. И. Добаткина, а также других советских и зарубежных
ученых.
Современной теорией кристаллизации установлено, что схе-
матическое применение закономерностей кристаллизации Там-
мана не отвечает условиям затвердевания металла в действи-
тельности. В реальных отливках, т. е. в больших массах
жидкого металла, переохлаждение экспериментально не обнару-
живается. Металлы в жидком состоянии мало склонны к пере-
охлаждению и их не удается переохладить до таких температур,
при которых скорость зарождения центров кристаллизации и
скорость роста кристаллов были бы равны нулю. Поэтому
кривые С. К. и Ч. Ц. у металлов обрываются уже при малых сте-
пенях переохлаждения.
На рис. 79 приведены подобные кривые, которые были по-
строены для легкоплавких металлов (олова, цинка, свинца).
Одинаковая степень переохлаждения, от которой зависят
Ч. Ц. и С. К., может наблюдаться лишь в небольших массах
металла. В больших массах жидкого металла (в крупных слит-
ках, в массивных частях фасонной отливки) переохлаждение
экспериментально не обнаруживается. Опыты Г. Таммана в
действительности определяли не самопроизвольно возникающие
кристаллизационные центры, а отражали влияние чужеродных
частиц, которые присутствуют в любой реальной жидкости и
служат центрами кристаллизации.
Исследованиями В. И. Данилова и его учеников доказано,
что самопроизвольное образование центров кристаллизации
имеет гораздо меньшее значение в практических случаях за-
твердевания, чем присутствие мельчайших посторонних включе-
ний (нерастворимых примесей), явлгющихся центрами кристал-
лизации.
Г. Тамман в своих теоретических положениях придавал
преувеличенное значение переохлаждению жидкости. При этом
он не учитывал, что переохлаждение есть функция от скорости
охлаждения, и не проводил четкого различия между переохла-
ждением, необходимым для возникновения кристаллов, и пере-
охлаждением, необходимым для их роста.
Согласно современной молекулярно-кинетической теории
кристаллизации М. Фольмера, Я. И. Френкеля и В. И. Данило-
ва и их учеников, самопроизвольное возникновение центров
кристаллизации происходит при наличии в жидкости крупных
группировок атомов с плотной упаковкой, расположенных, как в
кристалле.
Появление и рост кристалликов новой фазы в переохлажден-
ной жидкости вызывает увеличение свободной энергии за счет
появления новой границы раздела фаз. Источником этой энер-
гии является избыток свободной энергии, которой обладает
286
неустойчивая (метастабильная) переохлажденная жидкость по
сравнению с устойчивой твердой фазой. Если этот избыток не-
велик (в случае малого переохлаждения), то самопроизвольное
(спонтанное) зарождение центров кристаллизации является
маловероятным.
Рис. 79. Кривые изменения числа центров кристал-
лизации (4. Ц.) и скорости кристаллизации (С. К.)
в зависимости от величины переохлаждения для не-
которых легкоплавких металлов [32]
Критический размер
деляется по формуле
(радиус) устойчивого зарождения опре-
_ zoMTпл
~ р£ДТ
(34)
где о — поверхностное натяжение, дж!см2 (эрг!см2);
М — молекулярная масса;
Гпл —абсолютная температура плавления;
р — плотность:
L — скрытая теплота плавления, дж(кал);
ДТ — переохлаждение.
На основании теоретических соображений величину критиче-
ского зародыша считают близкой к 1 мк.
Из формулы видно, что критический размер устойчивого
зародыша с увеличением степени переохлаждения жидкости
уменьшается, а это значит, что в единице объема кристалли-
зующейся жидкости все большее и большее число плотноупако-
ванных группировок атомов становится устойчивыми кристал-
лическими зародышами. Этим объясняется увеличение скорости
287
образования центров кристаллизации при увеличении степени
переохлаждения.
Чтобы процесс кристаллизации стал возможным, наличие
центров кристаллизации еще недостаточно. Необходимо, чтобы
подвижность атомов была достаточной для перехода из одной
фазы в другую. Подвижность атомов характеризуется энергией
активации (энергия, учитывающая работу преодоления барьера
на границе твердой фазы).
Самопроизвольное возникновение кристаллов, как отмечает
В. И. Данилов, возможно только при определенных условиях,
заключающихся в полном освобождении от взвешенных части-
чек, что практически нельзя достигнуть. Следовательно, центра-
ми кристаллизации будут главным образом взвешенные час-
тички (случайные или вводимые искусственно).
§ 53.	КРИСТАЛЛИЗАЦИЯ
ПРИ ВЫНУЖДЕННОМ ВОЗНИКНОВЕНИИ ЦЕНТРОВ
КРИСТАЛЛИЗАЦИИ
При кристаллизации реальных жидкостей образование цент-
ров кристаллизации, как правило, не происходит самопроиз-
вольно. На образование центров кристаллизации в этом случае
оказывают решающее влияние зародыши-примеси.
Зародыши-примеси могут быть остаточными или чужерод-
ными.
К остаточным относятся такие зародыши, которые уже суще-
ствуют в расплавленном металле в виде остатков микрокристал-
ликов, не успевших полностью разрушиться при плавке или
переходе через критический интервал превращения. Число их не
зависит от степени переохлаждения. К чужеродным зародышам
относятся такие зародыши, которые возникают вынужденно под
влиянием активных инородных частиц в виде примесей или в
виде добавок, специально вводимых в сплав (присадки титана
и др.). Эти зародыши могут появиться при незначительном
переохлаждении. Число зародышей зависит как от степени пе-
реохлаждения, так и от количества активных частиц.
Эти зародыши могут быть центрами кристаллизации для
кристаллизующейся фазы только в том случае, если между
кристаллографическим строением кристаллизующейся фазы и
зародышем есть сходство в строении, т. е. они должны иметь
кристаллическую решетку, родственную кристаллизующемуся
металлу. При этом разница в параметрах решетки должна быть
не более 15%. Кроме того, эти зародыши должны иметь опреде-
ленный критический размер, очень тонкое распределение в кри-
сталлизующемся объеме и обладать способностью адсорбиро-
вать атомы или молекулы кристаллизующейся жидкости на.
своей поверхности.
288
Наиболее эффективными зародышами являются микрокри-
сталлики кристаллизующейся фазы или сходного по форме с
ней вещества.
Различают две группы примесей, присутствующих всегда в
технических металлах и сплавах: растворимые в расплаве и не-
растворимые (механические примеси). Наиболее сильное влия-
ние на кристаллизацию оказывают нерастворимые примеси,
находящиеся во взвешенном состоянии в жидкости.
Экспериментально установлено, что если металлическую
жидкость при помощи тонкой фильтрации освободить от приме-
сей, то она полностью теряет способность к кристаллизации
при всех переохлаждениях вплоть до перехода в твердое стекло-
образное состояние. Наоборот, замешивание примесей в такую
очищенную жидкость приводит к кристаллизации при ничтож-
ных переохлаждениях. Отсюда следует, что роль примесей,
присутствующих в том или ином количестве в технических ме-
таллах, в процессе кристаллизации очень велика и процесс
кристаллизации металлов с наличием примесей является «неса-
мопроизвольным».
На характер кристаллизации оказывают влияние также и
некоторые растворимые в металле примеси. Такие примеси, в
частности, могут существенным образом сказываться на вели-
чине поверхностной энергии на границе раздела расплав —
кристалл, а поэтому сильно влиять на кинетику зарождения и
рост кристаллов.
Исследуя влияние растворимых примесей на зарождение
центров кристаллизации в переохлажденных жидкостях,
В. И. Данилов и Д. С. Каменецкая [33] пришли к следующим
выводам.
1.	Примеси, растворимые в жидкой фазе и нерастворимые в
твердой фазе, могут как повышать, так и понижать склонность
жидкости к переохлаждению.
2.	Возникновение у границы растущего зародыша слоя с
повышенной концентрацией примесей препятствует обмену мо-
лекулами между зародышами и переохлажденной жидкостью,
в результате чего граница метастабильности сдвигается в сторо-
ну больших переохлаждений и размывается.
3.	Если примесь поверхностно активна, то вследствие пони-
жения поверхностного натяжения на границе зародыш — пере-
охлажденная жидкость границы метастабильности смещаются в
сторону малых переохлаждений и при этом становятся более
резкими.
При затвердевании технических металлов или сплавов не-
растворимые примеси, не являющиеся центрами кристаллиза-
ции, мешают строго направленному росту кристаллитов. Они
накапливаются на границах растущих кристаллов, образуя
таким образом пленку, которая обволакивает поверхность кри-
сталлита. Между кристаллитом и жидкостью создается барьер,
19 В. С. юдкми	289
который препятствует присоединению атомов к этому зерну
кристаллита, в результате чего рост кристаллита прекращается.
Известно, что наиболее поверхностно активные примеси (или
малые добавки) являются лучшими положительными модифи-
каторами, которые значительно измельчают зерно. В большин-
стве случаев при этом повышаются физические и механические
свойства сплава.
Резкое измельчение зерна может происходить также и со-
ставляющими сплава, если они к моменту кристаллизации ос-
новного сплава находятся в виде самостоятельных фаз. Напри-
мер, наличие в сплавах на алюминиевой основе до 0,1% Ti
резко измельчает зерно отливки. При этом опыты показывают,
что в чистом алюминии столбчатая структура заменяется мел-
кой равноосной.
Аналогичные же результаты наблюдаются и в магниевых
сплавах при введении в них небольших добавок железа, а также
цезия, циркония и кальция.
Следует отметить, что расположение примесей по границам
зерен не только останавливает рост зерна кристаллита, но и
нарушает сплошность материала в литом изделии (что может
быть причиной его разрушения в работе) и в некоторых случа-
ях (для сплавов, в которых отсутствуют фазовые превращения)
служит препятствием для дальнейшего изменения зерна струк-
туры отливки при отжиге.
Таким образом, влияние нерастворимых примесей в метал-
лах сводится к следующему.
Во-первых, находясь в период кристаллизации в нераство-
ренном состоянии, они повышают возможное число центров
кристаллизации, способствуя тем самым получению мелкозер-
нистой структуры. Во-вторых, примеси, скапливаясь на грани-
цах зерен, препятствуют их росту.
§ 54.	КОМПЛЕКСНАЯ КРИСТАЛЛИЗАЦИЯ
В настоящее время кристаллизацию в технических жидко-
стях, в том числе технических литейных сплавов, рассматривают
как процесс самопроизвольный и вынужденный одновременно,
т. е. часть кристаллов развивается из посторонних центров, а
другая часть — из возникших самопроизвольно. Различные соот-
ношения между указанными видами кристаллизации зависят от
многих факторов: физико-химических свойств металла или спла-
ва; условий охлаждения и активности посторонних примесей,
их величины и качества. При этом следует иметь в виду, что не
исключается возможность, когда посторонних примесей может
оказаться очень большое количество и при достаточном пере-
охлаждении они все могут стать центрами кристаллизации.
Однако при медленном охлаждении рост кристаллов происходит
•с очень малой скоростью и практически центры кристализации
290
находятся чрезвычайно длительное время вблизи своего исходно-
го состояния. Это обстоятельство дает возможность предполо-
жить коалесценцию (объединения) центров кристаллизации, а
также объяснить огрубление структуры по мере продвижения к
центру слитка и исчезновение эффекта модифицирования при
длительной выдержке после введения модификатора.
Характер микроскопического строения оказывает большое
влияние на свойства и качество отливки, так как различная ори-
ентация кристаллов приводит к анизотропии свойств.
§ 55.	ФОРМИРОВАНИЕ ЛИТОЙ СТРУКТУРЫ
Процесс кристаллизации металлического расплава — это
прежде всего процесс формирования кристаллического строения
реальных отливок и слитков.
В процессе первичной кристаллизации возможно формирова-
ние строения отливок и слитков с разнообразной макрострукту-
рой [60, 63, 66}.
Рис. 80. Макроструктура
слитка алюминия высокой
чистоты (99,99% А1), отли-
того полунепрерывным ме-
тодом, с явно выраженной
транскристаллизацией [11]
Для отливок и слитков из чистых металлов и однофазных
сплавов типичным макроскопическим строением является трех-
зонная структура: периферийная зона, состоящая из мелких рав^
ноосных кристаллов; затем зона столбчатых кристаллов; цен-
тральная зона, состоящая из крупных равноосных кристал-
лов. В большинстве случаев наиболее желательно мелкозернист
тое макроскопическое строение отливок и слитков. Образование
столбчатых кристаллов по возможности необходимо избегать.
Особенно нежелательна в литом металле или сплаве транскри-
сталлитная макроструктура, т. е. структура, состоящая из
одних столбчатых кристаллов (рис. 80). Подобная структура в
отливках и слитках в подавляющем большинстве случаев
19*	291
не обеспечивает высоких механических и технологических
свойств.
Сквозная транскристаллизация в слитках очень часто яв-
ляется причиной расслоения металла в местах столбчатых крис-
таллов при последующей обработке слигков давлением (ковке,
прокатке и т. п.).
Некоторые сведения о существующих теориях кристаллизации
металлических расплавов
В настоящее время известны две основные теории кристалли-
зации металлов и сплавов: теория «объемной кристаллизации»
и теория «последовательной кристаллизации».
Сущность теории объемной кристаллизации сводится к следу-
ющему, Процесс затвердевания расплава начинается на поверх-
ности отливки или слитка и вначале фронтально перемещается в
глубь металлического расплава. Начиная с некоторого момента
перед фронтом растущих кристаллов, имеющих вытянутое строе-
ние, внутри незакристаллизовавшегося жидкого раствора появ-
ляются зародышевые центры твердой фазы. Последние растут,
заполняя центральные объемы слитка или отливки, и препятст-
вуют тем самым развитию столбчатых кристаллов, растущих от
поверхности охлаждения. В результате этого в центральных час-
тях слитка или отливки появляется зона более или менее равно-
осных кристаллов.
Согласно этой теории кристаллы, возникающие внутри жид-
кой фазы, могут перемещаться под влиянием конвективных пото-
ков плотности. В зависимости от плотности возникающих кри-
сталлов и исходной жидкой фазы наблюдается как всплы-
вание кристаллов, так и оседание их в нижнюю часть слитка или
отливки. В последнем случае из осевших кристаллов образуется
так называемый «конус осаждения».
Теория объемной кристаллизации в полном соответствии с
экспериментальными данными допускает возможность существен-
ных переохлаждений металлического расплава относительно рав-
новесной линии ликвидуса и особенно солидуса. Характер обра-
зующейся макроструктуры эта теория связывает со степенями пе-
реохлаждения и распределением температуры по сечению слитка
или отливки.
В настоящее время установлено, что затвердевание реальных
отливок из всех типов сплавов, кристаллизующихся в интервале
температур, подчиняется закону «последовательной кристалли-
зации», сущность которой заключается в следующем.
В противоположность теории объемной кристаллизации тео-
рия последовательной кристаллизации исключает возможность
образования внутри металлического расплава самостоятельно
растущих кристаллов твердой фазы и предполагает, что кристал-
лизация слитка или отливки, начинаясь на поверхности, после-
292
довательно продвигается до его оси, где объемы, затвердевающие
с разных сторон, сливаются
Современная теория последовательной кристаллизации ме-
таллического расплава также допускает возможность в незначи-
тельной степени переохлаждения расплава в слоях, примыкаю-
щих к фронту кристаллизации. Например, по теории кристалли-
зации В. И. Добаткина при кристаллизации алюминиевых спла-
вов при непрерывном литье слитков переохлаждение жидкой ча-
сти металла относительно линии ликвидуса находится в преде-
лах 2—3°. Причем величина этого переохлаждения находится в
прямой зависимости от градиента температуры в затвердевшей
части слитка и тем больше, чем выше скорость кристаллизации
слитка.
Переохлажденную зону расплава В. И. Добаткин условно де-
лит на две области: узкую, сравнительно резкого переохлажде-
ния, непосредственно примыкающую к растущим кристаллам
фронта, и широкую, слабого переохлаждения. Первая область
переохлаждения существует всегда, а вторая только при опреде-
ленных условиях. Она отсутствует при литье перегретого рас-
плава.
Опыты показывают, что образование равноосных кристаллов
впереди фронта кристаллизации не происходит, если переохлаж-
дение в незатвердевшей части слитка ограничивается узкой об-
ластью у фронта кристаллизации и расплав в процессе охлажде-
ния его сохраняет температуру, равную или большую темпера-
туры начала кристаллизации. В этом случае будет происходить
транскристаллизация (образование чисто столбчатой структуры
по всему сечению отливки или слитка). В том случае, если суще-
ствует и вторая область зоны переохлаждения, то впереди фрон-
та кристаллизации появляются и будут расти изолированные
кристаллы. В этом случае будет происходить равноосная крис-
таллизация.
Снижение нагрева расплава перед заливкой, уменьшение ско-
рости охлаждения слитка и движение (перемешивание) распла-
ва около фронта кристаллизации ускоряют начало равновесной
кристаллизации и способствуют измельчению зерна в слитке. По-
вышение перегрева расплава перед заливкой и увеличение скоро-
сти охлаждения слитка замедляют начало равноосной кристал-
лизации и способствуют росту столбчатых кристаллов.
Поэтому в настоящее время имеется тенденция в создании
единой теории, которая могла бы объяснять с единой позиции
процесс затвердевания слитков и отливок различной формы и
размеров, изготовленных из одинаковых и разных по природе
сплавов. В основу единой теории должны быть положены поло-
жительные моменты теорий объемной и последовательной крис-
таллизации. Основной недостаток теории последовательной крис-
таллизации заключается в том, что она оперирует только тепло-
техническими факторами, не учитывая механизма и кинетики
293
кристаллизации сплавов, в частности механизма и кинетики об-
разования и роста зародышей твердой фазы. Поэтому теория по-
следовательной кристаллизации часто не может объяснить при-
чины образования того или иного характера макроструктуры по
сечению и высоте слитка или отливки.
Связывая характер получаемой макроструктуры только с ин-
тенсивностью теплоотвода или с градиентом температур по сече-
нию отливки и не учитывая кинетику кристаллизации, данная
теория не может объяснить и влияния перегрева жидкого метал-
ла, последующего его подстуживания, модифицирования и раз-
личных обработок в жидком состоянии на характер получаемой
макроструктуры слитка или отливки.
Все эти вопросы можно решить только с одновременным уче-
том как интенсивности охлаждения и возникающих градиентов
температур по сечению отливки или слитка, так и с учетом осо-
бенностей изменения кинетики кристаллизации под влиянием тех
или иных факторов.
Процессы кристаллизации и структурообразования литого ме-
талла или сплава протекают в сложных условиях и зависят от
многих одновременно действующих факторов. Основными из этих
факторов являются следующие: свойства сплава; наличие посто-
ронних примесей; условия литья.
Влияние природы сплава
Условия формирования структуры в процессе затвердевания и
охлаждения отливки или слитка в первую очередь определяются
интервалом кристаллизации.
Температурный интервал затвердевания сплава оказывает
большое влияние как на технологический процесс изготовления
отливок из этого сплава, так и на качество, в частности на внут-
реннее строение отливки. Характер структуры, наличие неодно-
родности состава сплава (ликвационных пятен и полос), рассре-
доточенных усадочных раковин и пор, газовой пористости по все-
му объему отливки и других пороков есть прежде всего резуль-
тат затвердевания сплава отливки в температурном интервале.
Исследованиями А. А. Бочвара [31] установлено, что сплавы,
обладающие малым температурным интервалом затвердевания, в
большей степени склонны к образованию столбчатой структуры,
чем сплавы, затвердевающие в широком интервале температур.
Последние чаще образуют равноосную структуру.
Чистые металлы преимущественно затвердевают с образова-
нием столбчатой структуры.
Связь характера затвердевания с температурным интервалом
А. Г. Спасский [24] объясняет ликвационными явлениями, имею-
щими место при затвердевании отливки, т. е. возникновением
концентрационного градиента в жидком металле в непосредст-
венной близости от образовавшихся кристаллов. В неравновес-
294
ных условиях затвердевания диффузия, выравнивающая состав
кристаллизующегося зерна, отстает от скорости нарастания, в
результате чего кристаллизующийся раствор богат более туго-
плавким компонентом, а жидкость — более легкоплавким. Поэто-
му при дальнейшем охлаждении вокруг кристалла образуется
жидкий раствор такого состава, из которого рост кристалла де-
лается уже затрудненным. Этот раствор может оставаться при
соответствующей температуре затвердевания или немного выше
ее, а более отдаленные слои жидкого металла исходного состава
охлаждаются до температур, при которых начнется кристаллиза-
ция из новых зародышевых центров и новые кристаллы будут
расти в другом направлении. При дальнейшем понижении темпе-
ратуры за легкоплавким слоем образуются новые кристалличес-
кие зародыши.
Таким образом, процесс повторяется по всей отливке и в ре-
зультате получается равноосная структура.
В процессе затвердевания отливки при любом перегреве и лю-
бой реальной интенсивности охлаждения в условиях литья рас-
плав переохлаждается прежде всего у стенок формы. В этой уз-
кой пристеночной зоне начинается рост кристаллов на активных
примесях, обычно имеющихся в расплаве, и на обломках твердой
фазы, появившихся в расплаве при заливке, и, по-видимому, на
зародышах, образовашихся в переохлажденном расплаве само-
произвольно.
Кристаллы, появившиеся непосредственно у стенок формы, бу-
дут иметь наибольшую скорость роста в направлении теплоотво-
да. В результате при кристаллизации чистых металлов и одно-
фазных сплавов от стенок формы может начаться рост столбча-
тых кристаллов, которые образуют сплошной фронт таких крис-
таллов, продвигающийся от периферии к центру.
Перед фронтом столбчатых кристаллов располагается двух-
фазная область расплава, в которой также растут кристаллы из
центров кристаллизации того или иного происхождения и, глав-
ным образом, появившихся в результате разрушения твердой
корочки при заполнении формы. По мере развития процесса кри-
сталлизации отливки количество этих кристаллов будет увеличи-
ваться, так как одновременно с кристаллизацией происходит ох-
лаждение еще незатвердевшего расплава и, следовательно, рас-
ширение двухфазной зоны. Количество и размеры этих кристал-
лов будут также увеличиваться, потому что фронт столбчатых
кристаллов, растущих от поверхности формы, может сдвигать
кристаллы, растущие в пределах двухфазной зоны, к центру от-
ливки.
Кристаллы, растущие в двухфазной зоне, будут затруднять
продвижение фронта и в определенный момент остановят рост
столбчатых кристаллов. В работе [34], это происходит тогда, ког-
да число и размеры кристаллов, растущих перед фронтом стано-
вятся сравнимыми с числом и размерами столбчатых кристал-
295
лов фронта. Следовательно, с увеличением центров кристалли-
зации в расплаве зона столбчатых кристаллов в отливках будет
уменьшаться и может исчезнуть вовсе.
Влияние примесей
Выше уже отмечалось, что наличие в расплаве растворимых
примесей, поверхностно активных к кристаллизующейся фазе или
нерастворимых в расплаве, но изоморфных с кристаллизующей-
ся фазой, оказывает весьма существенное влияние на ход кри-
сталлизации расплава и макроскопическое строение литого ме-
талла или сплава. Они уменьшают величину интервала мета-
стабильности расплава и степень переохлаждения его, благодаря
этому создаются благоприятные условия для возникновения пе-
ред фронтом кристаллизации расплава дополнительных центров
кристаллизации самопроизвольных (в присутствии растворимых
поверхностно-активных примесей) и вынужденных (в присутст-
вии нерастворимых примесей), что в конечном итоге обеспечивает
получение мелкокристаллической структуры отливок или слит-
ков. Условия для роста столбчатых кристаллов при этом мало-
благоприятны не только из-за большого числа центров кристал-
лизации, но и потому, что наличие взвешенных в расплаве при-
месей механически препятствует их росту.
Влияние условий литья
Условия литья также оказывают существенное влияние на ход
кристаллизации и на формирование кристаллического строения
литого металла или сплава.
Как уже отмечалось выше, технические металлы и сплавы
всегда содержат посторонние примеси. Чаще всего они содержат
нерастворимые активные примеси. Влияние их на процесс фор-
мирования кристаллического строения литых металлов и сплавов
может быть различным в зависимости от условий литья и прежде
всего от величины перегрева расплава, от температуры заливки
и от условий заполнения формы.
Перегрев большинства сплавов до температуры, превышаю-
щей температуру кристаллизации, способствует образованию
крупнокристаллической структуры. Это явление объясняется де-
зактивацией примесей, т. е. исчезновением с увеличением темпе-
ратуры расплава (расплавлением) того активированного слоя на
поверхности частичек примеси, который образовался в результа-
те развития молекулярного контакта примесей с твердой фазой
данного металла или сплава. Поэтому с увеличением перегрева
расплава количество примесей, потерявших активность, увеличи-
вается. При определенной температуре перегрева могут дезакти-
вироваться все, или почти все, примеси; строение слитка или от-
ливки в этом случае получается весьма крупнозернистым. На-
296
пример, по данным В. И. Данилова, в алюминии практически
полная дезактивация примесей наблюдается при перегреве рас-
плава на 50—60 град, в стали 1Х18Н9 — перегрев на 5—10 град.
При небольшом перегреве и низкой температуре литья сохра-
няется большое количество изоморфных и активированных при-
месей, создаются благоприятные условия для образования заро-
дышей в самой струе расплава при заливке формы, все это спо-
собствует интенсификации процессов «несамопроизвольной» кри-
сталлизации и получению мелкозернистой структуры в отливках.
На рис. 81 приведена макроструктура слитков алюминия, по-
лученных непрерывным литьем с различной температурой и ско-
ростью литья.
На рисунке видно, что чем меньше расплав перегрет
(рис. 81, а), тем мельче структура. Расплав с большим перегре-
вом дает крупную транскристаллическую структуру слитка
(рис. 81,6).
Однако следует отметить, что для некоторых сплавов (напри-
мер, магниевых) перегрев приводит к получению мелкозернистой
структуры.
Влияние скорости охлаждения. Создавая соответствующие
условия охлаждения в отливках из любых сплавов, можно полу-
чить зоны столбчатых и зоны равноосных кристаллитов.
Кристаллизация при очень малых скоростях охлаждения ме-
талла в форме создает благоприятные условия для формирова-
ния макроскопического строения отливки с крупными равноосны-
ми зернами (кристаллитами) грубого внутреннего строения; зо-
ны столбчатых кристаллов отсутствуют. С увеличением скорости
охлаждения отливки сокращается время отвода тепла, увеличи-
вается градиент распределения температуры, двухфазная зона су-
жается и создаются условия для появления зон столбчатых кри-
сталлов. При этом чем больше скорость охлаждения отливки, тем
больше протяженность зоны столбчатых кристаллов и лучше их
внутреннее строение (более тонкое). Иногда при соответствую-
щих режимах литья зона столбчатых кристаллов проходит по
всему сечению отливки, образуя транскристаллическое строение
(рис. 81, 6).
Регулируя режим литья (например, уменьшая перегрев, ско-
рость затвердевания или сильно увеличивая время заполнения,
или используя вибрацию), можно уменьшить транскристалличе-
ское строение или устранить его совсем.
Затвердевание отливки при очень больших скоростях охлаж-
дения (тонкостенное литье в металлические холодные формы)
способствует получению более мелких равноосных кристаллитов.
На рис. 82 приведен характер и масштаб изменения величи-
ны дендритных ячеек в дюралюминиевых слитках под влиянием
скорости кристаллизации.
В зависимости от температурных условий, в которых протека-
ет затвердевание (наличие или отсутствие перепада температур
297
Рис. 81. Макроструктура трех алюминиевых слитков непрерывного литья
с различным температурно-скоростным режимом литья [1]:
а — мелкокристаллическая структура слитка (низкая температура ли-
тья); б — столбчатые кристаллы прорастают до центра, наклон кристал-
лов к горизонту небольшой (высокая температура литья при большой
скорости литья); в — столбчатые кристаллы изогнуты и сильно наклоне-
ны; они прорастают также до центра (высокая температура литья при
малой скорости литья)
298
по сечению отливки, наличие примесей в расплаве), структурные
составляющие развиваются различно, иногда та или иная струк-
турная составляющая совершенно отсутствует или занимает всю
площадь от наружной поверхности до термического центра от-
ливки.
Перепад температуры жидкого сплава, залитого в форму, мо-
жет изменяться от величины, приближающейся к бесконечности у
поверхности формы, до величины, близкой к нулю у тепловой оси.
Г

250
| 200
150
100
50
35 55
Скорость кристаллизации, мм
Рис. 82. Зависимость степени измельчения структуры от скорости охла-
ждения. Х150. При изготовлении клише уменьшено на 2/3.
Последовательное образование структурных составляющих
начинается непосредственно после заполнения формы сплавом.
В результате соприкосновения жидкого сплава, нагретого выше
ликвидуса, со стенками формы (особенно металлической) слой
металла (толщина зависит от теплопроводности и температуры)
при заливке оказывается в условиях глубокого переохлаждения,
значительно ниже предела метастабильности данного сплава.
В результате переохлаждения, как известно, значительно увели-
чивается количество центров кристаллизации, так как зароды*
шами критического размера оказываются не только остатки ме-
талла на поверхности нерастворимые включения, но и самопро-
извольные флуктуации ионных блоков в объеме жидкости. За-
рождение большого количества центров сопровождается неболь-
шой скоростью их роста.
299
Фасонные отливки, полученные в песчаных формах, чаще все-
го имеют равноосные зерна большей или меньшей величины. Ес-
ли при этом в отдельных местах формы вставлены холодильники,
то иногда можно наблюдать зоны столбчатых кристаллов, иду-
щие от поверхности соприкосновения металла с ними внутрь от-
ливки. Фасонные отливки, отлитые в металлические формы, часто
имеют структуру из мелких равноосных зерен, либо столбчатое
строение, в зависимости от характера сплава и температуры его
перегрева
Слитки, отлитые в водоохлаждаемые изложницы, всегда име-
ют зону столбчатых кристаллов, идущих от поверхности охлаж-
дения внутрь слитка на большую или меньшую глубину. В сред-
ней области слитков большой толщины наблюдаются крупные
равноосные кристаллы.
В некоторых случаях в тонком поверхностном слое слитка
можно видеть мелкие равноосные зерна. Слитки небольшой тол-
щины часто имеют столбчатые кристаллы по всему сечению
слитка.
В работе В. И. Добаткина [35] отмечается следующая законо-
мерность кристаллизации слитков в условиях непрерывного
литья.
После образования поверхностной крупнокристаллической зо-
ны непосредственно на границе столбчатых кристаллов возни-
кает некоторое переохлаждение, величина которого зависит от
температурного градиента в твердой корочке.
Переохлажденная зона распространяется в глубь жидкой час-
ти слитка, размеры которой зависят от величины переохлажде-
ния на границе растущих кристаллов и от температуры жидкой
части металла.
Перегрев жидкого металла уменьшает переохлажденную зо-
ну, охлаждение или перемешивание металла увеличивает ее.
Эту зону переохлаждения В. И. Добаткин условно разделяет
на две области: узкую область, сравнительно резкого переохлаж-
дения, непосредственно примыкающую к растущим кристаллам,
и широкую область, слабого переохлаждения. Первая область
имеется всегда, вторая — может отсутствовать в зависимости от
величины перегрева жидкого расплава.
По мнению В. И. Добаткина, величина переохлаждения на
фронте кристаллизации и в лунке достаточна, чтобы вызвать рост
кристаллов, но недостаточна для самопроизвольного образова-
ния кристаллических зародышей.
Поэтому чистые от примесей сплавы имеют столбчатую струк-
туру. Величина переохлаждения, размеры переохлажденной зо-
ны, а следовательно, и условия литья слабо влияют на характер
макроструктуры.
Равноосная кристаллизация возможна только тогда, когда в
расплаве (в лунке) имеются примеси, которые могут служить ба-
зой для зарождения кристаллических зародышей при таком ма-
300
лом переохлаждении. Причем в этом случае существенное значе-
ние имеет и величина переохлаждения и глубина распростране-
ния переохлажденной зоны. Чем они больше, тем быстрее начи-
нается равноосная кристаллизация.
Равноосная кристаллизация наблюдается только тогда, когда
частицы примесей находятся некоторое время в объеме лунки
при температуре ниже ликвидуса и приближаются к фронту кри-
сталлизации уже в виде кристаллических зародышей.
Если переохлаждение в слитке ограничивается узкой об-
ластью у фронта кристаллизации и не распространяется на зна-
чительную часть объема лунки, образование равноосных крис-
таллов не наблюдается.
Примеси, находящиеся в виде взвесей в расплавленном метал-
ле, оказывают различное влияние на кристаллизацию отливки в
зависимости от скорости охлаждения.
И. Н. Фридляндером [36] было замечено, что в начальный
период кристаллизации (пока форма еще достаточно не прогре-
лась) скорость охлаждения велика, примеси не препятствуют
росту столбчатых кристаллов, так как кристаллы окружают их.
В последующий период, когда скорость охлаждения и перепад
температур по сечению уменьшаются, скорость направленного
роста зерен также уменьшается и примеси начинают отодвигать-
ся растущими кристаллами, при этом рост их в прежнем
направлении прекращается.
Чем больше скорость охлаждения, тем в меньшей степени
влияют примеси, препятствующие росту столбчатых кристаллов.
Влияние перемешивания расплава в момент его кристалли-
зации. Перемешивание расплава в момент кристаллизации на-
рушает нормальный процесс развития кристаллов и, следова-
тельно, влияет на характер кристаллического строения отливки.
При принудительном движении расплава, кристаллизующегося
в форме, происходит разрушение кристаллов, растущих от по-
верхности формы и стенок каналов литниковой системы, в ре-
зультате чего образуются обломки кристаллов.
Модифицирующее действие обломков кристаллов будет
происходить в случае, когда металлы или сплавы содержат
активные нерастворимые примеси и расплав во время плавки
не перегревается выше температуры дезактивации этих при-
месей.
В случае литья чистых металлов и чистых однофазных спла-
вов, не содержащих активных примесей, необходимо перемеши-
вать расплав, чтобы образующиеся обломки кристаллов не рас-
плавились и оказали затравочное действие при кристаллизации
отливки.
С целью нарушения транскристаллизации и измельчения
зерна в отливках в реальных условиях плавки и литья техниче-
ских металлов и сплавов, содержащих активные примеси, доста-
точно кратковременное перемешивание расплава в форме или
301
вне формы, в специальных промежуточных заливочных устрой-
ствах (в воронке, желобе и т. п.).
Перемешивание (движение) жидкого металла в момент кри-
сталлизации в конечном результате приводит к измельчению
зерна и уплотнению металла.
«Динамическое затвердевание» металла в отливке имеет
место в следующих современных промышленных методах литья:
1) центробежное литье; 2) литье в вибрирующие формы;
3) литье с применением ультразвука; 4) поворотные способы
литья; 5) литье методом выжимания; 6) непрерывное литье
слитков и др.
Влияние механической вибрации. В настоящее время боль-
шое внимание уделяется литью с применением вибрации в мо-
мент затвердевания металла в форме.
Установлено, что вибрация в момент затвердевания отливки
(слитка) вследствие интенсивного перемешивания расплава спо-
собствует равномерному охлаждению и, следовательно, пере-
охлаждению его в литейной форме, в результате чего появляет-
ся большое число зародышей, которые обусловливают объемную
кристаллизацию отливки с мелкокристаллическим строением.
На основании результатов экспериментальной работы
Г. Ф. Баландин высказывает следующие соображения о меха-
низме действия вибрации на кристаллизующийся расплав. Пе-
регретый жидкий металл, интенсивно перемешивающийся под
действием вибрации, оплавляет и разрушает фронт кристаллов,
растущих от стенок формы.
Появляющиеся в результате вибрации обломки твердой фа-
зы равномерно разносятся по всему объему жидкого металла и
те обломки, которые к моменту достижения температуры кри-
сталлизации не успевают расплавиться полностью, становятся
центрами кристаллизации [37].
По мнению Баландина и многих других исследователей, ви-
брация расплава не только разрушает скелеты растущих кри-
сталлов и этим самым способствует образованию новых центров
кристаллизации, но и создает условия для слияния первона-
чально изолированных зон жидкого металла с основной массой.
В результате исключается возможность образования усадочных
микрораковин и рыхлот.
Вибрация способствует проникновению расплавленного ме-
талла в междендритное пространство, влияя эффективнее ме
тгаллостатического давления.
Действие вибрации, кроме того, способствует ускоренному
выделению газов и всплыванию неметаллических включений из
жидкого металла.
Раствор газов в расплавленном металле при вибрации не
может оставаться пересыщенным.
Однако для того, чтобы вибрация принесла ожидаемые ре-
зультаты, необходимо проводить толчки в определенном направ-
302
лении, перпендикулярном к главным осям кристаллов, а не
вдоль их. При таком направлении колебаний и при определен-
ной их частоте и силе достигаются наилучшие результаты.
Применение вибрации целесообразно для сплавов затверде-
вающих в интервале температур. Однако нет смысла расходо-
вать излишнюю энергию для эвтектических сплавов и чистых
металлов.
Вибрация металла может быть осуществлена как в самой
форме, так и в разливочных устройствах. На рис. 83 и 84 при-
ведены схемы заливки форм через вибрирующие заливочные-
Рис. 83. Литье фасонных отливок через вибрируемые зали-
вочные устройства [37]:
а — воронку; б — желоб; / — воронка (желоб); 2 — ковш;
3 — вибратор; 4 — кронштейн; 5 — форма
устройства. В этом случае расплав подвергается действию-
вибрации не в форме, а при течении его в промежуточном
устройстве, в результате чего наблюдается измельчение зерна
в отливках и увеличение сопротивляемости их образованию го-
рячих трещин [38].
В этом случае обломки твердой фазы могут образовываться
в результате разрушения жидким металлом корочки, затверде-
вающей на поверхности стенок заливочного устройства.
Однако следует отметить, что способ литья через виброза-
ливочные устройства имеет ряд недостатков по сравнению с
литьем в вибрируемые формы. При литье с применением вибро-
заливочных устройств, как отмечает Г. Ф. Баландин, практи-
чески невозможны дегазация расплава и уменьшение усадочной
пористости в отливках, которые наблюдаются при литье в вибри-
руемые формы.
Виброзаливочные устройства наиболее целесообразно приме-
нять в том случае, когда необходимо лишь измельчение кри-
сталлического зерна или устранение горячих трещин в отлив-
303
ках. С помощью виброзаливочных устройств возможно исполь-
зование вибрации при литье в любые формы и металлопри-
емники.
На примере непрерывного литья слитков бериллиевой брон-
зы доказано, что применение вибрации дает возможность устра-
нить транскристаллизацию и значительно измельчить зерно в
слитках (в 2—2,5 раза), уменьшить глубину ликвационной зоны
и улучшить пластические свойства литого металла.
Влияние ультразвука. Метод литья с- применением ультра-
звука является разновидностью метода вибрационного литья.
Отличительной особенностью этого метода является то, что при
Рис. 84. Схема непрерывного литья слитков через вибрируемые заливочные устрой-
ства [37]:
/ — кристаллизатор; 2 — воронка (желоб); 3 — вибратор; 4 — кронштейн; 5 — ста
нина
использовании ультразвука в расплаве возбуждаются вибрации
ультразвуковой частоты.
Метод литья с применением ультразвуковой вибрации, так
же как метод литья с низкочастотной (механической или пнев-
матической) вибрацией, способствует уменьшению газовой и
усадочной пористости, устранению горячих трещин в отливках
и вызывает существенное измельчение зерна и значительное
уменьшение химической неоднородности в литых металлах и
сплавах (рис. 85).
Воздействие ультразвуковых колебаний на процесс кристал-
лизации отливок аналогично действию низкочастотной вибрации
и объясняется теми же теоретическими положениями, которые
были изложены выше при описании влияния принудительного
перемешивания расплава в момент кристаллизации.
Для возбуждения ультразвуковых колебаний в расплаве
применяется колебательная система, состоящая из магнито-
стрикционного преобразователя — двигателя, трансформатора
упругих колебаний и волновода, с помощью которого упругие
304
колебания ©водятся в расплав. Источником упругих колебаний
является преобразователь-двигатель, где ток от генератора
высокой частоты преобразовывается в механические колебания.
Наиболее ответственной деталью колебательной системы
(см. рис. 10) для возбуждения ультразвуковых колебаний в
расплаве является волновод. Он должен обладать высокой жа-
ропрочностью и стойкостью против эрозии и растворения в рас-
плаве конкретного металла или сплава.
Рис. 85. Макроструктура слитка МА8, кристаллизовавшегося в подогретой
изложнице до 453—557* С [22]:
а — в спокойных условиях; б — под действием ультразвука
Влияние электродинамических сил. Обработка жидкого ме-
талла © процессе его кристаллизации электродинамическими
силами так же, как и обработка ультразвуком, приводит к
устранению столбчатой структуры, уплотнению металла и зна-
чительному повышению механических свойств как литых заго-
товок, так и полуфабрикатов, изготовляемых из этих заготовок
(в случае слиткового литья).
Электродинамические силы -в процессе кристаллизации ме-
талла получают при наложении электромагнитного поля, воз-
буждаемо о индуктором, расположенным вокруг кристаллизато-
ра (рис. 86).
Устройство для наложения электромагнитного поля состоит
из силового трансформатора, индуктора и измерительных при-
боров.
20 В- с- юдкин	305
Механизм воздействия электродинамических сил на харак-
тер кристаллизации металла заключается в следующем. При
наложении электромагнитного поля возникают электродинами
ческие силы в кристаллизующемся металле, благодаря которым
происходит перемешивание расплава в кристаллизаторе, обеспе-
чивается однородность температурного поля и увеличивается
зона переохлаждения, вследствие чего создаются благоприят-
Рис. 86. Схема промышленной установки полунепрерывного литья плоских
слитков с наложением электромагнитного поля [22]:
1 — ванна жидкого металла; 2 — карман миксера; 3 — насос для подачи
металла из миксера в распределительную коробку литейной машины; 4 —
металлопровод; 5 — распределительная коробка; 6 — регулятор уровня рас-
плава в кристаллизаторе; 7 — кристаллизатор; 8 — магнитопровод; 9 — мед-
ная трубка; 10 — поддон; 11 — слиток; 12 — водопровод для подачи воды в
охладительную систему кристаллизатора
ные условия для образования равноосных кристаллов (рис. 87).
Кроме того, движение жидкого металла под влиянием электро-
динамических сил уменьшает скорость роста столбчатых кри-
сталлов от стенок кристаллизатора и способствует увеличению
числа центров зародышей кристаллов на поверхности фронта
кристаллизации за счет кристалликов, образующихся на сво-
бодной поверхности расплава и увлекаемых электродинамиче-
скими силами внутрь расплава к поверхности фронта кристал-
лизации.
Влияние давления. Методы литья отливок с приложением
давления в момент кристаллизации находят значительное при-
зов
менение как в отечественной, так и зарубежной промышлен-
ности.
Исследованиями и производственной практикой установлено,
что приложенное давление в момент кристаллизации как физи-
ческий фактор, влияющий на кинетику кристаллизации сплава,
играет решающую роль в формировании структуры отливки.
Давление устраняет зазор между отливкой и формой, что улуч-
шает теплообмен между ними и сокращает время затвердевания
Рис. 87. Макроструктура алюминия марки А00, отлитого в прямоугольную из-
ложницу высотой 150 мм:
а — литье в спокойных условиях; б — литье при наложении электромагнит-
ного поля [22]
отливки, перемещает жидкий металл, в результате чего проис-
ходит запрессование усадочных пор, и в конечном результате
оказывает положительное влияние на структуру отливки и ее
механические свойства.
Влияние толщины стенки отливки. С увеличением толщины
стенки отливки изменяется характер строения дендрита, он ста-
новится более грубым, в результате чего механические свойства
понижаются.
Следует отметить, что механические свойства алюминиевых
сплавов, как показывают результаты многих исследователей,
зависят не только от размера макрозерна, но и от его внутрен-
него строения (микрозерна).
20*	307
Крупная макроструктура в алюминиевых сплавах не являет-
ся дефектом, если она имеет хорошее (тонкое) внутреннее
строение, которое обусловливается кристаллизацией отливки в
условиях высоких скоростей охлаждения.
В производственной практике при литье толстостенных от-
ливок наиболее радикальным средством для получения литой
структуры с более тонким внутренним строением дендрита яв-
ляется применение повышенных скоростей охлаждения.
Выводы
Связь между явлениями, происходящими при плавке, залив-
ке, затвердевании, последующей обработке, и окончательными
свойствами изделия была установлена еще русскими исследова-
телями— Аносовым, Калакутским, Лавровым и Черновым.
Последующие исследования в этой области были направле-
ны на уточнение этой связи, на развитие теоретических основ
и проверку их в заводских условиях.
Установленные различными исследователями основные поло-
жения процесса формирования кристаллического строения ли-
того изделия под влиянием различных факторов сводятся к
следующему.
1.	Кристаллизацию реальных металлических расплавов сле-
дует рассматривать как процесс перехода жидкой фазы в твер-
дую (безотносительно к форме и расположению фаз) и соб-
ственно кристаллизацию как процесс формирования первичной
структуры в литом изделии (форма, размер и расположение
зерен, толщина и характер межкристаллитной плавки, неодно-
родность строения и т. д.).
Первый процесс (затвердевание) определяется почти исклю-
чительно теплотехническими факторами, т. е. теплосодержанием
отливки и процессом теплоотвода от металла к форме.
Второй процесс, более сложный, в значительной мере опре-
деляется скоростью прохождения первого процесса и, кроме то-
го, строением жидкого сплава и его природой, которые в сово-
купности обусловливают степень переохлаждения, количество и
размеры зародышей, а также строение первичной структуры в
литом металле или сплаве. Этот второй процесс, следовательно,
определяется не только теплофизическими, но и физико-химиче-
скими факторами.
2.	Основной способ образования кристаллов в жидком спла-
ве— зарождение их на поверхности находящихся в сплаве при-
месей или наружных поверхностях раздела.
3.	Металлы и сплавы кристаллизуются в реальных условиях
строго направленно и последовательно от периферии к тепло-
вому центру отливки. При этом кристаллиты или их ветви рас-
тут в направлении, обратном отводу тепла.
308
4.	В металлической структуре отливки образуются два вида
кристаллов — столбчатые и равноосные. Образование этих ви-
дов кристаллов обусловливается свойствами сплава и условия-
ми его кристаллизации.
5.	Решающим фактором, определяющим характер металли-
ческой структуры, является наличие примесей в сплаве и ско-
ростью отвода тепла от кристаллизующегося металла.
6.	Тип диаграммы затвердевания определяет характер про-
цесса кристаллизации. Затвердевание реальных отливок из
всех типов сплавов, кристаллизующихся в интервале темпера-
тур, подчиняется закону последовательной кристаллизации.
Теплопередача при затвердевании сплавов может осуще-
ствляться как через твердую фазу, так и через жидкость при
изменении ее состава в процессе затвердевания.
7.	Транскристаллизация обусловливается несоответствием
течения процесса образования числа центров кристаллизации и
скоростью кристаллизации. Это имеет место при литье слитков
в изложнице. Транскристаллизация зависит также от сочетания
свойств отливаемого сплава и от материала формы. Чем металл
чище, тем большую склонность он будет иметь к транскристал-
лизации.
В том случае, когда скорость зарождения центров кристалли-
зации и линейная скорость роста кристаллов взаимно согласу-
ются, возникают равноосные кристаллиты.
Если сумма скоростей окажется большой, равноосные
кристаллы будут мельче и количество их быстро увеличится
(это наблюдается на поверхности отливки); при малой резуль-
тирующей скорости кристаллизации они будут крупными (в се-
редине сечения толстостенных отливок или слитков).
8.	На характер металлической структуры значительное влия-
ние оказывает движение сплава в момент кристаллизации. Оно
способствует устранению столбчатой структуры и, следователь-
но, получению мелкокристаллического строения металла в от-
ливке.
В итоге следует отметить, что процесс формирования кри-
сталлического строения литого металла или сплава — важней-
ший фактор, определяющий получение высококачественных ли-
тых изделий. Умелое управление этим процессом обеспечивает
получение отливок или слитков с заданными свойствами, что
дает возможность повысить качественные показатели продук-
ции металлургии и машиностроения и значительно сократить
потери металла.
§ 56. ЛИКВАЦИЯ
Ликвацией (от латинского слова liguor — разжижать, рас-
плавлять) называется нарушение физико-химической однород-
ности сплава в жидком состоянии или в процессе затвердевания.
309
Явление ликвации впервые было обнаружено и исследовано рус-
скими металлургами А. С. Лавровым и Н. В. Калакуцким
в 1866 г.
Основная причина ликвации — избирательное (дифференци-
рованное) затвердевание сплава (раствора), протекающее в
температурном интервале ликвидус — солидус, в результате че-
го концентрация первоначально выпадающих участков твердой
фазы отличается от концентрации жидкой фазы.
Факторы, обусловливающие появление ликвации, определя-
ются диаграммой состояния сплавов. Так, например, у сплавов.
Рис. 88. Диаграмма состояния Рис. 89. Диаграмма состояния сплавов типа твер-
эвтектических сплавов	дых растворов
диаграмма состояния которых приведена на рис. 88, где второй
компонент нерастворим в основном металле, факторы, влияющие
на появление ликвации, следующие:
1)	разница в плотности составляющих;
2)	величина интервала затвердевания. Выделяющиеся по
кривым СЕ или DE кристаллы в зависимости от плотности опу-
скаются на дно или поднимаются кверху, вызывая ликвацию.
Чем медленнее будет совершаться переход через интервал
затвердевания, тем сильнее окажется степень проявления ликва-
ции, которая в этом случае будет зависеть от скорости кристал-
лизации: чем выше скорость кристаллизации, тем быстрее будет
совершаться переход через интервал затвердевания и тем в
меньшей степени будет проявляться ликвация у этого типа
сплавов.
Совершенно иначе проявляется ликвация у сплавов, затвер-
девающих с образованием твердых растворов, диаграмма со-
стояния которых приведена на рис. 89.
В этом случае плотность составляющих сплава не играет
никакой роли и основные причины ликвации следующие:
310
1)	образование кристаллов твердого раствора;
2)	сдвиг кристаллического остова (первично выделившегося)
в отношении остаточного жидкого раствора;
3)	интервал затвердевания.
Исследованиями установлено, что кристаллы твердого рас-
твора всегда богаче компонентом с высокой температурой
плавления, чем остаточный жидкий раствор, с которым они на-
ходятся в равновесии.
Нарушение однофазности состава по сечению отливки ухуд-
шает их качество и часто служит причиной поломки де-
талей.
Таким образом, неоднородными по химическому составу
могут быть как отдельные участки отливки, так и сами кристал-
лы. В соответствии с этим различают обычно три вида ликва-
ции: внутрикристаллическая ликвация; зональная ликвация,
или ликвация по всему сечению отливки, и ликвация по плотно-
сти (слоистая).
В отливках имеют место все виды ликвации.
Внутрикристаллическая ликвация
Под внутрикристаллической ликвацией понимают неоднород-
ность состава внутри каждого зерна — кристалла (вызванная в
основном неравновесными условиями кристаллизации).
В этом случае первые сформировавшиеся слои кристалла бу-
дут иметь значительно меньший процент легирующего элемента,
чем последующие слои. Например, у оловянистой бронзы оси
кристаллов будут более богаты медью, чем периферия, причем
это без труда обнаруживается при просмотре под микроскопом
травленого шлифа.
Внутрикристаллическая ликвация может проявляться у спла-
вов любых типов (доэвтектических, заэвтектических и других
типов, включая даже чистую эвтектику с компонентами), но в
наибольшей степени она проявляется в сплавах типа твердого
раствора с большим интервалом кристаллизации.
Основная причина развития внутрикристаллической ликва-
ции — неполная диффузия внутри твердой фазы и между твер-
дой и жидкой фазами, вызванная нарушением равновесия про-
цесса кристаллизации.
Скорость кристаллизации в данном случае значительно пре-
восходит скорость диффузии из-за невысокой скорости затверде-
вания отливки.
В производственных условиях в большинстве случаев кри-
сталлизация литых заготовок протекает в неравновесных усло-
виях, в результате чего нарушается однородность химического
состава внутри зерна, причем чем быстрее кристаллизуется ме-
талл, тем в большей степени нарушается однородность внутри
зерна.
311
Процесс формирования внутрикристаллической ликвации хо-
рошо объясняется диаграммой состояния для неравновесных
условий.
На рис. 89 условно показан процесс кристаллизации сплава,
представляющий собой твердый раствор.
При кристаллизации сплава, отмеченного на диаграмме ли-
нией /, первые выделяющиеся из жидкости кристаллы (при
температуре 7\ будут иметь состав а, а не а', т. е. обогащаться
более тугоплавким компонентом В. Остающаяся часть сплава
будет обогащаться более легкоплавким компонентом А.
При дальнейшем охлаждении происходит непрерывное изме-
нение состава как кристаллов (a, Ь, с), так и остаточного жид-
кого раствора (а', 6', с').
Например, при температуре Т2 кристаллы состава b нахо-
дятся в равновесии с жидким раствором состава Ь'. При пони-
жении температуры до Г3 затвердевание закончится и кристал-
лы имеют состав с.
Таким образом, вследствие отставания скорости диффузии от
скорости кристаллизации при охлаждении отливки кристаллит
получается как бы слоеным с различной концентрацией туго-
плавкого компонента, возрастающей от периферии к центру.
Из приведенной схемы (рис. 89), видно, что выравнивание
состава сплава будет зависеть от скорости роста и образования
кристаллитов в жидком сплаве в период затвердевания и от
диффузионной способности компонентов сплава.
Чем медленнее идет охлаждение в период затвердевания и
чем большей диффузионной способностью обладают компоненты
сплава, тем полнее проходит диффузия, выравнивающая состав
внутри каждого кристаллита. Но полного выравнивания соста-
ва внутри кристаллитов практически никогда не наблюдается, и
внутрикристаллическая ликвация в какой-то степени всегда
имеет место в отливках.
Величина внутрикристаллической ликвации в сплавах, кроме
вышеперечисленных факторов, также определяется интервалом
кристаллизации сплава; разницей в температурах плавления
компонентов сплава; количеством легкоплавкой составляющей,
разностью скоростей литья и кристаллизации. Чем больше вели-
чина этих факторов, тем в большей степени проявляется внутри-
кристаллическая ликвация в сплаве.
Внутрикристаллическая ликвация может быть устранена
либо путем приближения скорости кристаллизации к равновес-
ным условиям, когда охлаждение идет настолько медленно, что
успевает проходить диффузия в жидкости и между жидкостью
и кристаллами, либо высокодиффузионным отжигом (гомогени-
зация) отливок при возможно более высокой температуре и
длительной выдержке.
С точки зрения получения высококачественных отливок как
в отношении структуры, так и механических свойств в литейной
312
практике (особенно при слитковом литье) предпочитают лить
отливки с большими скоростями охлаждения, с последующей
термической обработкой отливок для устранения внутрикри-
сталлической ликвации.
Зональная ликвация
Под зональной ликвацией принято понимать нарушение од-
нородности состава сплава по объему отливки.
Этот вид ликвации характерен преимущественно для спла-
вов, кристаллизующихся по типу твердых растворов, и почти
всегда обнаруживается в слитках и реже в фасонных отливках.
Зональная ликвация оказывает наиболее -вредное влияние на
физические и механические свойства литого металла.
Вредное влияние зональной ликвации на свойства отливки
состоит, во-первых, в том, что в ликвационных зонах механиче-
ские свойства сплава оказываются значительно ниже, чем в здо-
ровой части отливки; во-вторых, «в зонах ликвации обычно рас-
полагается усадочная рыхлота, которая еще более ухудшает
механические свойства отливок.
Зональная ликвация подразделяется на три вида: 1) прямую,
или нормальную; 2) обратную и 3) внецентренную.
При литье в песчаные формы образуется прямая ликвация,
а при литье в металлические формы (в кокиль, в изложницы), а
также при непрерывном литье слитков образуется обратная
ликвация.
Прямая зональная ликвация характеризуется тем, что легко^
плавкие составляющие обогащают внутренние зоны фасонной
отливки или слитка.
Обратная зональная ликвация характеризуется тем, что
легкоплавкие составляющие обогащают периферийные слои фа-
сонной отливки или слитка.
Внецентренная зональная ликвация характеризуется тем, что
преимущественное расположение легкоплавких составляющих
наблюдается в промежуточных зонах отливки.
Зональная ликвация может проявляться в отливках любого
типа сплавов (твердые растворы, доэвтектические и заэвтекти-
ческие), за исключением чистых эвтектик, химических соедине-
ний, однокомпонентных растворов.
Механизм и причины образования зональной ликвации. Ис-
следования последних десяти лет показали, что причинами обра^
зования зональной ликвации в основном являются процессы
перемещения определенной части твердой или жидкой фазы на
значительные расстояния внутри литой заготовки в момент ее
затвердевания.
В. И. Добаткин [47] механизм образования зональной ликва-
ции делит на следующие три разновидности:
1)	движение твердых кристаллов в жидком металле;
313
2)	взаимодействие между жидкой областью и областью
двухфазного состояния (переходной областью) и выравнивание
состава жидкой фазы путем диффузии и конвекции;
3)	перемещение маточного раствора в кристаллическом ске-
лете между ветвями дендритов вследствие разности давлений,
под которым оказывается расплав в различных участках.
Движение твердых кристаллов в жидком металле является
основной причиной так называемой слоистой ликвации или лик-
вации по плотности.
Это явление при обычных методах литья наблюдается преи-
мущественно под действием разницы в плотности.
В расплаве при спокойном литье фазы постепенно разоб-
щаются вследствие различия плотностей и под действием силы
тяжести, стремясь образовать самостоятельные слои: слой лег-
кой фазы в верхней части расплава и слой тяжелой фазы в
нижней части.
Таким образом, в литой обычным методом заготовке обра-
зуется химическая неоднородность по высоте.
Движущей силой процесса ликвации в этом случае является
разница плотностей и сила тяжести.
Зональная ликвация даже при наличии незначительной раз-
ницы в плотности составляющих сплава может проявляться в
какой-то степени во всех случаях объемной кристаллизации.
Однако она может быть полностью устранена в случае столбча-
той кристаллизации и кристаллизации в равновесных условиях
при резком сужении области затвердевания кристаллов.
Основная причина перемещения маточного раствора в кри
сталлическом скелете — разность давлений в период кристалли-
зации расплава.
Разность давлений может создаваться следующими факто-
рами.
1.	Перемещение маточного раствора в ячейках кристалличе-
ского скелета вследствие перехода его из жидкого состояния в
твердое создает разницу в давлении. Подавляющее большин-
ство промышленных сплавов затвердевает с уменьшением
объема, в результате чего в кристаллизующихся периферийных
слоях образуются усадочные междендритные вакуумные пус-
тоты.
Поэтому происходит движение легкоплавкого ликвата в зо-
ны, кристаллизующиеся первыми, из зон, кристаллизующихся
последними.
В случаях, когда затвердевание сплава сопровождается не
усадкой, а увеличением объема, в ячейках кристаллического
скелета при затвердевании маточного раствора будет создавать-
ся избыточное давление. В этом случае направление движения
ликвата будет происходить к центру.
314
2.	Различное металлостатическое давление, под которым на^
ходится расплав на разных уровнях, также создает разность
давлений в период кристаллизации.
3.	Выделение газа из раствора в период кристаллизации
сплава повышенной газонасыщенности вызывает разность дав-
лений. При этом значительно осложняются условия зональной
ликвации, так как выделившиеся газы из раствора создают из-
быточное давление в ячейках кристаллического скелета даже
тех сплавов, которые кристаллизуются с уменьшением объема,
вследствие чего затрудняется перемещение ликватов между
ветвями дендритов и изменяется распределение давлений.
Кроме того, распределение давления внутри слитка может
меняться вследствие деформации, вызванной внутренними на-
пряжениями, в результате чего создаются условия для перемеще-
ния жидкости.
Таким образом, движение ликвата в период кристаллизации
и образования зональной ликвации обусловливается неуравнове-
шенным давлением, на которое оказывает большое влияние со-
противление со стороны кристаллического скелета.
Чем -больше эти сопротивления, тем в большей степени про-
является неуравновешенность, давления, а следовательно, и не-
равномерность в перемещении ликватов; создаются более бла-
гоприятные условия концентрации ликвата в отдельных зонах
кристаллизующегося металла, в результате чего в слитке или от-
ливке образуется местная зональная ликвация.
Наиболее благоприятными зонами для образования местной
зональной ликвации являются те переходные зоны, в которых об-
разуются макропористость и горячие трещины.
Известно, что зональная ликвация в фасонных отливках, как
правило, почти не проявляется.
Ликвация в фасонных отливках по своему характеру совер-
шенно не похожа на обычную зональную ликвацию, которая
имеет место в слитках. Ликвирующие элементы в фасонных от-
ливках располагаются резко ограниченными участками или вну-
три отливки вблизи усадочных раковин или на поверхности в ви-
де отдельных капель или даже целых наплывов.
Местную ликвацию внутри и ликвационный наплыв на поверх
ности отливки (слитка) В. И. Добаткин рассматривает как само-
стоятельные формы ликвационных явлений.
Ликвационные капли и наплывы появляются на поверхности
в первоначальный момент формирования кристаллического ске-
лета, т. е. твердой корочки.
Основная причина возникновения ликвационных наплывов,
как отмечает Добаткин,— истечение маточного раствора (из цен-
тральной, незатвердевшей еще части на поверхность отливки) по
междендритным усадочным капиллярам и разрывам в только что
затвердевшей поверхностной корочке или в окисной пленке от-
ливки.
315,
Эти поверхностные разрушения могут быть вызваны трением
о форму сокращающейся отливки, напряжением в отливке, дав-
лением выделяющихся внутри отливки газов, а при непрерывном
литье слитков — трением при движении слитка в кристаллизато
ре. Большое влияние на образование разрывов корочки оказы-
вает разогрев поверхностей корочки отливки после отхода от сте-
нок формы.
На образование наплывов большое влияние оказывают проч-
ность поверхностной пленки, образующейся в первый момент
кристаллизации, и величина отверстий междендритных капил-
ляров.
Чем прочнее поверхностная корка, тем меньше возможность
образования наплывов и наоборот.
В свою очередь прочность корки зависит от склонности спла-
ва к горячим трещинам.
Чем большей склонностью обладает сплав к образованию го-
рячих трещин, тем менее прочной образуется поверхностная ко-
рочка, тем в большей степени проявляются ликвационные наплы-
вы на поверхности отливки.
Чем больше отверстия междендритных усадочных капилля-
ров, тем в большей степени проявляются ликвационные наплывы
на поверхности отливки, так как давление жидкости изнутри от-
ливки уравновешивается силами смачивания в капиллярах кри-
сталлического скелета. Чем меньше размеры капилляров, тем
больше силы смачивания и тем в меньшей степени проявляются
ликвационные наплывы на поверхности отливки.
Однако размеры капилляров при растяжении корки (вслед-
ствие, например, сопротивления формы) могут увеличиваться,
в результате чего сопротивление движению жидкости уменьшится
и она будет вытекать на поверхность отливки, образуя наплывы.
Основная причина образования внецентренной ликвации —
перемещение вниз твердых, более тугоплавких и тяжелых кри-
сталлов в менее тугоплавкой и легкой жидкой фазе вблизи фрон-
та кристаллизации, вследствие чего ликват оттесняется непосред-
ственно к фронту кристаллизации или к массе кристаллов, кото-
рые по той или иной причине зависли на некоторой высоте,
проникает в межосные пространства этих кристаллов, образуя
так называемые ликвационные «усы».
Факторы, влияющие на зональную ликвацию. На зональную
ликвацию оказывают влияние следующие основные факторы: фи-
зико-химические свойства металлов и сплавов, скорость охлаж-
дения, условия литья и конструкция отливки.
В этом случае очень часто периферические зоны слитка фор-
мируются почти целиком из более тугоплавкого компонента,
а центральная область — преимущественно из легкоплавкого
компонента.
Сплавы, кристаллизующиеся с образованием химических сое-
динений, по диаграмме перитектического типа, по проявлению и
316
характеру ликвации приближаются к одному из рассмотренных
видов сплавов [1].
На образование зональной ликвации большое влияние ока-
зывают составляющие сплава.
В работах С. М. Воронова [51] отмечается, что не все компо-
ненты ликвируют одинаково интенсивно, некоторые компоненты
сплава практически не обнаруживают способности к ликвации.
Например, в алюминиевых сплавах, в частности в дюралюми-
нии, наиболее ликвирующие компоненты — магний и медь, в то
время как марганец практически не ликвирует.
Кроме того, степень ликвации компонентов сплава опреде-
ляется интервалом кристаллизации: компоненты, расширяющие
интервал кристаллизации, обладают большей ликвирующей спо-
собностью.
Известно, что склонность к ликвации компонента сплава тем
больше, чем больше разница его растворимости в твердой и жид-
кой фазах основы сплава.
Распределение компонентов между твердой и жидкой фаза-
ми в период кристаллизации сплава — основной фактор, влияю-
щий на ликвацию.
Степень концентрации примеси в твердой и жидкой фазах оце-
нивается коэффициентом распределения:
где — коэффициент распределения;
Ст — концентрация данного элемента в твердой фазе, обра-
зующейся в данный момент времени затвердевания от-
ливки на определенном расстоянии от стенок формы,
см2/100 г;
Сж— концентрация этого же элемента в остающейся жидкой
фазе, cjw3/100 г.
Концентрации Ст и Сж должны быть отнесены к одной темпе-
ратуре и соответствовать равновесному состоянию. В этом случае»
если линии ликвидус и солидус на диаграмме состояния представ-
ляют собой прямые линии, коэффициент распределения не зави-
сит от температуры и концентрации примеси, тогда как при не-
прямых линиях ликвидуса и солидуса он должен быть отнесен
к определенной температуре и концентрации.
Величина коэффициента распределения элемента в данном
металле, как указывает Б. Б. Гуляев [28], определяется его поло-
жением в периодической системе Д. И. Менделеева.
Коэффициент ликвации без учета диффузии элемента в твер-
дом состоянии определяется следующим выражением:
[1 — Z?] = С*~ С' .
Гж
317
Из уравнения видно, что чем меньше коэффициент распреде-
ления R, т. е. чем больше разница в концентрациях элемента
в твердой и жидкой фазах, тем больше коэффициент ликвации
(1 —R) и тем больше ликвирует данный элемент.
На степень проявления зональной ликвации в сплавах также
большое влияние оказывают следующие факторы: разница тепло-
проводности по разным направлениям кристалла; разница между
коэффициентами объемного расширения расплава и твердого
остова отливаемого изделия; плотность сплава в твердом состоя-
нии; вязкость расплава; количество образующихся или распадаю-
щихся фаз, претерпевающих объемные изменения при кристал-
лизации; количество выделяющихся из раствора сплава газов;
давление над расплавом; образование трещин в твердом отливае-
мом изделии и т. д. При этом для преимущественного протекания
обратной ликвации большое значение имеют факторы, связанные
с увеличением давления внутри твердого остова отливаемого из-
делия, а для прямой ликвации — факторы, понижающие это дав-
ление. К числу первых относятся газовыделение из раствора
сплава и объемное изменение структурных составляющих, а к чис-
лу вторых — усадочная рыхлота, пористость и трещины.
Следовательно, чем однороднее расплав в процессе кристал-
лизации, тем меньше возможность образования зональной лик
вации.
Влияние скорости охлаждения. Скорость охлаж-
дения металла и сплава оказывает очень большое влияние на ха-
рактер зональной ликвации. По данным различных исследовате-
лей, влияние скорости охлаждения на характер зональной ликва-
ции сводится к следующему.
Медленное охлаждение сплава способствует образованию
прямой ликвации; с увеличением скорости охлаждения нормаль-
ная ликвация увеличивается, а затем переходит в обратную лик-
вацию.
С дальнейшим повышением скорости охлаждения, согласно
исследованиям Бонера [35], обратная ликвация в алюминиевых
сплавах резко увеличивается до максимума, а затем медленно
уменьшается.
Графическое изображение зависимости ликвации от скорости
охлаждения по Бонеру показано на рис. 90.
Чем меньше скорость затвердевания сплава, тем лучше может
пройти диффузия составных частей сплава, тем меньше ликвация.
Влияние условий литья. Исследованиями установле-
но. что в производственных условиях при литье отливок и слит-
ков в металлические формы, как не охлаждаемые, так и охлаж-
даемые водой, и при непрерывном методе литья слитков наблю-
дается обратная ликвация. При литье отливок в песчаные формы
образуется прямая ликвация.
318
Повышение температуры литья и подогрев металлической
формы уменьшают обратную и увеличивают нормальную лик-
вацию.
Малая скорость литья, так же как и низкая температура ме-
талла при заливке, оказывает благоприятное влияние на тормо-
жение процесса ликвации.
В этом случае увеличивается скорость кристаллизации и улуч-
шаются общие ей условия, благодаря чему устраняется возмож-
ность образования чрезмерно крупных и развитых дендритов, ко-
торые способствуют ликвации.
На характер и процесс образования ликвации большое влия-
ние оказывает движение жидкого металла в процессе его затвер-
девания. Это влияние осо-
бенно сильно проявляет-
ся при центробежном и
поворотном методах ли-
тья.
Эти методы литья уст-
раняют ярко выраженное
дендритное строение спла-
ва, вследствие чего рас-
пределение ликвата полу-
чается совсем иным, чем
при спокойном затверде-
вании сплава. При цен-
Рис. 90. Влияние скорости охлаждения на харак-
тер зональной ликвации
тробежном литье ликвационные явления, как правило, уси-
ливаются.
Образование зональной структуры отливки, отлитой центро-
бежным способом, обусловливается процессом кристаллизации
в условиях силового поля.
Известно, что формирование отливки при центробежном мето-
де литья протекает под давлением центробежных сил с последо-
вательной кристаллизацией от наружной поверхности к
центру.
По мере увеличения расстояния от оси вращения, плотности
металла и скорости вращения это давление увеличивается. Бла-
годаря этому тяжелые компоненты сплава распределяются на
наружных, а относительно легкие — на внутренних поверхностях
отливки.
Характерной особенностью ликвации является то, что наряду
с прямой или обратной ликвацией, как отмечает А. Н. Байков [75],
имеет место зональная ликвация, располагающаяся в виде кон-
центрических полос по сечению отливки. Причем величина этих
полос определяется интервалом кристаллизации сплава: чем
больше интервал кристаллизации сплава, тем шире зона лик-
вации.
Таким образом, характер зональной ликвации в отливке цен-
тробежного литья зависит не только от состава сплава, но и от
319
скорости кристаллизации, которая в центробежном литье опреде
ляется скоростью вращения формы и скоростью литья.
Влияние конструкции отливки. При рассмотрении
конструкции отливки с точки зрения влияния ее на характер
проявления ликвации следует отметить прежде всего влияние
толщины стенок отливки и отдельных ее элементов.
Исследованиями установлено, что наибольшее количество эле-
ментов, склонных к ликвации, скапливается в тех местах отливки
или кристалла, где сплав затвердевает в последнюю очередь. Та-
кие места в отливках — обычно наиболее массивные толстостен-
ные участки, а у отдельных кристаллов — границы соприкоснове-
ния кристаллов с соседними кристаллами.
Для предупреждения развития зональной ликвации в массив-
ных элементах отливки, особенно при литье в неметаллические
формы, рекомендуется массивные элементы отливки захола-
живать.
Ликвация по плотности
Ликвация по плотности выражается в обогащении нижней
части литого изделия компонентами с большой плотностью и
верхней части литого изделия компонентами с меньшей плотно-
стью или многослойном по высоте литого изделия расположении
ликвата.
Ликвация по плотности также может проявляться у сплавов
любых типов и композиций, но наибольшей склонностью к удель-
ной ликвации обладают сплавы из несмешивающихся компо-
нентов, а также доэвтектические и заэвтектические сплавы, близ-
ко расположенные к чистой эвтектике.
Наиболее расположенными к удельной ликвации сплавами яв-
ляются свинцовистые и оловянистые баббиты, свинцовистая
бронза.
Известны три типа ликвации по плотности.
Первый тип — процесс образования несмешивающихся слоев
в жидком металле при длительной его выдержке без перемеши-
вания. При этом более тяжелые компоненты расплава будут опу-
скаться вниз, а более легкие компоненты будут всплывать в верх-
ние уровни отливки или слитка.
Второй тип — всплывание или погружение в основной массе
жидкого металла при неполном смешивании тех обогащенных
слоев, которые образуются вокруг растущих кристаллов при из-
бирательном их затвердевании.
Третий тип — падение или всплывание в спокойной жидкости
первоначально образующихся чистых по составу кристаллов. Па-
дение кристаллов будет происходить в том случае, если они в на-
чале кристаллизации образуются из более тяжелой жидкой фазы.
Наоборот, кристаллы будут всплывать в верхние зоны, если
они образуются из более легкой жидкой фазы.
320
Нижняя часть слитка или отливки в этом случае будет обо-
гащена легкоплавкой фазой большей плотности.
Таким образом, ликвация по плотности нарушает однород-
ность сплава по химическому составу, вследствие чего физико-хи-
мические свойства отливки в различных ее зонах по высоте также
получаются неоднородными.
Факторы, влияющие на величину удельной ликвации в спла-
вах. На степень проявления удельной ликвации в сплавах боль-.
шое влияние оказывают также следующие факторы: разница
в плотности и температуре плавления компонентов; исходная не-
однородность сплавов по составу компонентов, обусловливаемая
плохой смешиваемостью компонентов, отсутствием или недоста-
точностью перемешивания перед литьем и т. д.
Меры борьбы с развитием ликвации в отливках
Для предупреждения или уменьшения ликвации используют
следующие мероприятия:
1.	Конструкция отливки должна обеспечивать одновременное
и равномерное затвердевание всех частей отливки.
2.	Расположение отливки в форме должно обеспечивать на-
правленность кристаллизации.
3.	Подбор химического состава с возможно меньшей концен-
трацией компонентов, склонных к ликвации, или предельным
уменьшением их в сплаве.
4.	Качественное рафинирование сплава во время плавки от
неметаллических включений и газов и предохранение его от окис-
ления во время разливки.
5.	Достижение равномерного по возможности распределения
температур в жидком металле во время плавки и заливки.
6.	Сокращение по возможности периода выстаивания в ковше
или миксере жидкого сплава.
7.	Введение в сплав, склонный к ликвации, нового компонен-
та, уменьшающего ликвацию. Например, при производстве анти-
фрикционных сплавов преднамеренно вводится в сплав неболь-
шое количество элемента, обладающего более высокой темпера-
турой затвердевания, чем основная масса (например, медь в оло-
вянистосурьмяных баббитах). При кристаллизации сплава пер-
вый выделяется наиболее тугоплавкий компонент (в данном слу-
чае CuSn, Cu3Sn, Cu6Sn5 в форме звездочек), образующий сплош-
ной каркас, препятствующий осаждению или всплыванию выде-
ляющихся кристаллов избыточного компонента.
8.	Модифицирование предотвращает образование чрезмерно
крупных и сильно развитых дендритов и уменьшает развитие
ликвации.
9.	Тщательное перемешивание сплавов перед заливкой
в форму.
10.	Регулирование скорости затвердевания металла в форме.
21 В. С. Юдкин	321
11.	Понижение температуры литья. Это мероприятие имеет
большое значение, особенно для крупных отливок.
12.	Заливка отливок (в стационарные формы) с возможно
малой скоростью.
13.	Применение высоких давлений при кристаллизации от-
ливок.
14.	Устранение размывания футеровки желоба, ковша, стенок
.литниковых каналов и формы потоком жидкого металла.
15.	Заливка в кокиль или широкое 'применение наружных
.холодильников.
Зональная ликвация в отливках или слитках термической об-
работкой не устраняется. Внутрикристаллическая ликвация при
диффузионном отжиге значительно уменьшается в результате вы-
равнивания состава внутри кристаллов твердого раствора.
Г л а в a XV
УСАДОЧНЫЕ
ПРОЦЕССЫ
В ОТЛИВКАХ
Усадочные процессы, происходящие при затвердевании и ох-
лаждении металлов и сплавов, йграют очень важную роль при
производстве литых изделий. Эти процессы очень часто являют-
ся причиной получения недоброкачественного литья вследствие
возникновения усадочных пустот и трещин при затвердевании ме-
талла в отливке или в слитке.
Поэтому изучение закономерностей усадочных процессов дает
возможность правильно подходить к оценке этих процессов при
установлении действительных причин возникновения дефектов
усадочного происхождения.
§ 57.	ЛИНЕЙНАЯ УСАДКА
Линейной усадкой называется уменьшение линейных разме-
ров отливки при охлаждении ее до комнатной температуры. Ко-
эффициентом линейной усадки называется отношение разности
длин формы и отливки к длине формы. Величина линейной усад-
ки, так же как и объемной усадки, зависит от физико-химических
свойств металла и технологических особенностей формы.
Исследованиями академика А. А. Бочвара, посвященными тео-
рии линейной усадки сплавов, было показано, что термическое
сжатие металлов и сплавов, численно определяемое коэффициен-
том расширения, является единственным фактором, влияющим на
величину линейной усадки. Для чистых металлов и сплавов, кри-
сталлизующихся при постоянной температуре, линейная усадка
проявляется только после затвердевания, и величина усадки чис-
ленно должна быть равна произведению коэффициента линейного
расширения на температуру плавления. Для сплавов, кристалли-
зующихся в интервале температур, линейная усадка появляется
при температуре образования сплошного кристаллического ске-
лета в кристаллизующемся объеме, в промежутке между ликви-
дусом и солидусом при определенном соотношении жидкой и.
твердой фаз.
21*	323;
Согласно исследованиям А. А. Бочварй и В, И. Добаткина,
в сплавах на основе алюминия системы А1 — Mg, в сплавах на
основе магния системы Mg — Al и в сплавах системы РЬ — Sn
линейная усадка появляется в интервале затвердевания, когда
в кристаллизующемся объеме содержится 20—25% эвтектиче-
ской жидкости.
Теоретическая величина линейной усадки может быть выра-
жена формулой
е = аср(/~/0) • 100, %,	(34)
Где асрсредний коэффициент линейного расширения сплава,
град.-1;
t — температура, при которой образуется твердый остов, °C;
to — комнатная температура, °C.
Значение линейной усадки, определенное по формуле (34), бу-
дет соответствовать значению линейной усадки, определенной
в практических условиях, только в том случае, если охлаждение
отливки происходило достаточно медленно и если коэффициент
линейного расширения сплава определен, как средний, в указан-
ном интервале температур.
С изменением состава сплава линейная усадка может увели-
чиваться или уменьшаться. На рис. 91 и 92 представлены кривые
усадки сплавов систем А1 — Si и А1 — Mg. Наиболее заметное
изменение линейной усадки в данном случае соответствует наи-
большему интервалу отвердевания от температуры ликвидуса до
температуры начала линейной усадки. Под температурой отвер-
девания подразумевают температуру образования твердого осто-
ва отливки.
Кривые изменения линейной усадки сплавов в зависимости от
их состава показывают закономерное изменение усадки сплавов
с изменением их состава и позволяют выбрать сплав с минималь-
ным коэффициентом усадки, а следовательно, и с минимальной
склонностью к кристаллизационным трещинам, так как величина
коэффициента линейной усадки металлов и сплавов определяет
их чувствительность к образованию кристаллизационных трещин
в процессе формирования отливки.
Зависимость линейной усадки от состава сплава, как отмечает
В. И. Добаткин, заключается не столько в том, что она позволяет
судить об абсолютной величине усадки сплава, сколько в том, что
она устанавливает определенные представления о реальном про-
цессе усадки в интервале кристаллизации. Знание температуры
начала линейной усадки и сопоставление ее с температурой соли-
дуса позволяет судить о том, как долго повернхостные слои от-
ливки или слитка будут находиться в полутвердом состоянии,
уже не соприкасаясь с поверхностью формы, какова будет вели-
чина зазора- между отливаемым изделием и формой в момент
окончательного затвердевания поверхностных слоев (величина
этого зазора оказывает большое влияние на интенсивность тепло-
324
Рис. 91. Линейная усадка, термическое сжатие и первоначальное рас-
Рис. 92. Линейная усадка и первоначальное расширение сплавов
Al — Mg (по А. А. Бочвару и В. И. Добаткину) [35]
325
обмена), каковы будут в отливке или слитке размеры области
кристаллизации маточного раствора.
Знание количественного соотношения жидкой и твердой фаз,
при котором начинается линейная усадка, позволяет судить осте-
пени несплошности периферийной зоны в процессе последующего
охлаждения ее до температуры солидуса, а следовательно, о воз-
можности истечения маточного раствора при обрыве наружной
корки слитка в зазор между слитком и кристаллизатором.
Влияние условия литья на коэффициент линейной усадки. На
коэффициент линейной усадки при получении литого изделия
большое влияние оказывают сопротивление формы и скорость
охлаждения.
Свободной усадке отливки, находящейся в форме, препятству-
ют стержни, углубления и выступы полости формы. И, если фор-
ма неподатлива, происходит деформация отливки. Эта деформа-
ция преимущественно положительная, т. е. отливка вследствие
сопротивления формы растягивается. Поэтому чем сложнее отли-
ваемая деталь из определенного сплава, тем меньше коэффи-
циент ее линейной усадки.
Фактические данные влияния сопротивления формы на вели-
чину линейной усадки приведены в табл. 23 [19].
Таблица 23
УМЕНЬШЕНИЕ УСАДКИ МЕТАЛЛОВ ПРИ ДОПОЛНИТЕЛЬНОЙ НАГРУЗКЕ [1 91
Металл	Нагрузка при затвердевании Мн/м* (кГ/мм2)	Усадка, %	Металл	Нагрузка при затвердевании Мн/м2 (кГ/мм2)	Усадка, %
А1	Без нагрузки 0,12(0,012) 0,25(0,025) 0,42(0,042) 0,84 (0,084)	1,85—1,95 1,64 1,53 1,40 (трещины) 1,13	Sn	Без нагрузки 0,14(0,014) 0,28 (0,028) 0,56 (0,056)	0,66 0,61 0,57—0,50 0,52-0,42
Zn	Без нагрузки 0,06 (0,006) 0,09(0,009) 0,18(0,018) 0,76 (0,076) 0,98 (0,098)	1,56-1,58 1,30 1,20 1,90 1,10 0,90	РЬ	Без нагрузки 0,20—0,15 (0,020-0,015)	1,11 0,55-0,6
С повышением скорости охлаждения металлов и сплавов при
их затвердевании в форме коэффициент линейной усадки увели-
чивается.
Величина свободной линейной усадки при литье в металличе-
ские формы больше, чем при литье в песчаные формы.
Величина коэффициента линейной усадки зависит от темпера-
туры заливаемого металлического расплава. В трудах В. И. До-
баткина отмечается, что с повышением температуры литья коэф-
326
фициент линейной усадки уменьшается. При увеличении отноше-
ния массы металлической формы к массе отливки коэффициент
линейной усадки увеличивается, при подогреве формы — умень-
шается.
При непрерывном литье в низкий кристаллизатор с непосред-
ственным охлаждением слитка водой величина коэффициента ли-
нейной усадки слитка с увеличением скорости литья и диаметра
слитка увеличивается,
§ 58.	ОБЪЕМНАЯ УСАДКА
Понятие об усадке металла и коэффициент усадки. Большин-
ство промышленных металлов и сплавов во время затвердевания
сокращают объем в результате уплотнения атомов (расстояние
между атомами при охлаждении уменьшается). Поэтому плот-
ность сплава увеличивается, а удельный объем (величина, обрат-
ная плотности) уменьшается. Это явление принято называть
усадкой металла.
Принято различать усадку металла в жидком состоянии
(е Уж), при затвердевании (eV3) ив твердом состоянии (еУт).
Полная величина усадки металла в твердом состоянии при
охлаждении от температуры заливки до нормальной температуры
представляет собой сумму этих величин и выражается уравне-
нием
еу = Ч + Ч + Ч,	(35)
или
==	(^з	'л) + ауз (6i О аут (^с	^о)>	(36)
где аИж, av , аУт — средние коэффициенты объемной усадки
металла соответственно в жидком со-
стоянии, в момент кристаллизации и в
твердом состоянии;
/3, К?о—температуры металла соответственно
заливки, ликвидуса, солидуса и в рас-
сматриваемый момент, °C.
Усадка при затвердевании и в жидком состоянии сопровож-
дается явлениями образования усадочных пустот — раковин и
пор; усадка в твердом состоянии сопровождается явлениями раз-
вития внутренних напряжений, деформаций и трещин.
Коэффициент усадки металла, находящегося в жидком и твер-
дом состоянии, представляет собой относительное изменение ли-
нейных размеров или объема при охлаждении на один градус.
Усадку металлов в жидком состоянии и при затвердевании
принято выражать в объемных процентах; коэффициент усадки
металла в твердом состоянии — в процентах от линейного разме-
327
ра. Зависимость между объемной и линейной усадкой выражают
уравнением
ev Зе,	(37)
т. е. коэффициент объемной усадки (еу) приблизительно равен
утроенному коэффициенту линейной усадки (е).
§ 59. УСАДОЧНЫЕ ПУСТОТЫ
Усадочные пустоты в литых изделиях могут образоваться
в виде раковин и рассеянной усадочной пористости. Эти дефекты
литых изделий влекут за собой потери, связанные с браком литья,
и уменьшение выхода годного.
Усадочные раковины. Усадочные раковины — пустоты в от-
ливках, образованные в результате затвердевания изолирован-
ных участков жидкости {28].
Усадочные раковины делят на наружные и внутренние.
Под наружными усадочными раковинами (рис. 93, а), часто
называемыми утяжинами, понимаются такие раковины, у кото-
рых одна из поверхностей граничит с окружающей атмосферой.
Внутренними усадочными раковинами (рис. 93, б) называют та-
кие пустоты, которые находятся внутри отливки. Часто усадочные
раковины находятся в верхней части отливки и отделены от ат-
мосферы тонкой прослойкой металла.
В отличие от газовых раковин усадочные раковины имеют не-
правильную геометрическую форму с шероховатой неровной по-
верхностью, на которой очень часто наблюдаются проросшие
внутрь раковины кристаллы. Шероховатость поверхности усадоч-
ных раковин обусловлена различным развитием дендритов.
Механизм образования усадочных раковин. Исследованиями
установлено, что большинство металлов и сплавов имеет в жид-
ком состоянии больший удельный объем, чем в твердом состоя-
нии. Исключение составляют очень немногие металлы и сплавы,
например висмут, сурьма и некоторые их сплавы, а также некото-
рые виды серых чугунов.
При бесконечно медленном и равномерном охлаждении ме-
талла, залитого в форму, уменьшение объема произойдет одно-
временно во всех частях отливки, причем этот объем уменьшится
по отношению к размерам формы на величину разности удельных
объемов металла в жидком и твердом состояниях.
В реальных производственных условиях отдельные части от-
ливки охлаждаются неравномерно, так как теплоотдача стенкам
формы или в окружающую среду происходит с наружной .части
отливки, имеющей большую скорость охлаждения, чем внутрен-
ние части.
В случае заливки формы значительно перегретым металлом
в первый момент охлаждения происходит только понижение уров-
ня зеркала металла, а образования усадочной раковины не про-
328
исходит. При дальнейшем охлаждении наружных слоев металла,
которые соприкасаются с внутренней поверхностью формы, до тем-
пературы начала затвердевания у периферии внутренней поверх-
ности формы, образуется тонкий затвердевший слой отливки.
С этого момента полного перехода всего жидкого металла в твер-
дое состояние отливка будет состоять из твердой оболочки, на-
полненной жидким металлом. При этом внутренняя поверхность
Рис. 93. Усадочные раковины [24]:
а — открытая; б — закрытая
твердой оболочки будет иметь температуру плавления, а жидкий
металл внутри этой оболочки в различных точках будет иметь
различную температуру, причем наибольшая температура будет
у термической оси отливки.
Жидкий металл, находящийся внутри затвердевшей оболочки
отливки, вследствие большого коэффициента усадки будет умень-
шаться в объеме в большей степени и с большей скоростью, чем
затвердевшая оболочка. При этом под действием силы тяжести
он будет опускаться вниз и стремиться оторваться от верхней ча-
сти твердой оболочки, в результате чего внутри отливки образует-
ся ’незаполненная полость — усадочная раковина. Последняя, как
329
правило, располагается в верхней части обособленно затвердева-
ющего объема.
В тонкостенных отливках, затвердевающих с большой скоро-
стью, сплошная оболочка настолько тонка, что она может втяги-
ваться с боков и усадочная раковина не образуется, металл от
внутренних стенок оболочки в этом случае оторваться не может.
В массивной отливке оболочка толще, вследствие чего она стано-
вится жесткой и отрыв жидкого металла от внутренних стенок
оболочки происходит значительно легче.
Таким образом, в результате уменьшения объема жидкого
металла при охлаждении от температуры перегрева до темпера-
туры затвердевания и при кристаллизации образуется усадочная
раковина внутри отливки.
Относительный объем усадочной раковины может быть опре-
делен по формуле Ю. А. Нехендзи и Н. Г. Гиршовича:
Ур = «у — Q + ev — 1,5сст(/3 — /т.с),	(38)
Ж	3
где ауж, еу3—коэффициенты объемной усадки в жидком со-
состоянии и при затвердевании;
ат — коэффициент линейной усадки, град.-1;.
/3 — температура затвердевания, °C;
— средняя температура жидкого металла в момент
затвердевания,°C;
/т.с— средняя температура твердого металла в момент
окончания затвердевания отливки, °C.
Анализируя формулу, можно сделать следующие выводы.
1.	Основная часть объема усадочной раковины составляется
из усадки затвердевания (еИз), т. е. сокращения объема при пе-
реходе из жидкого в твердое состояние, которое для таких ме-
таллов, как алюминий и магний, достигает 5—6%.
2.	Объем усадочной раковины увеличивается с увеличением
объемной усадки при затвердевании (еУз).
3.	Объем усадочной раковины больше у тех металлов и спла-
вов, у которых больше коэффициент объемного расширения
в жидком состоянии (аГж).
4.	Усадочная раковина тем больше, чем больше /ж, т. е. чем-
больше разница между температурой центра отливки и темпера-
турой корки в момент ее образования. Следовательно, чем ниже
температура заливки, тем меньше усадочная раковина, так как
коэффициент сжатия жидких металлов при охлаждении сравни-
тельно велик (для меди он в 3 раза больше, чем коэффициент
сжатия в твердом состоянии, для алюминия и цинка — в 1,5 раза
и т. д.) {19].
Усадочная пористость (микрораковины)
Усадочной пористостью принято называть группу мелких пу-
стот, образовавшихся в результате усадки в тех местах отливки,
330
которые затвердели последними без доступа к ним питающего
жидкого металла [2].
Усадочная пористость в отливках может встречаться в сле-
дующих видах:
1) микрораковины, неравномерно расположенные по всему
объему отливки, остроугольные или округлые по форме;
2) микрораковины, зонально расположенные, мелкие, округ-
ленные и остроугольные пустоты, связанные между собой и обыч-
но имеющие выход на поверхность. Этот вид пористости \аще
всего образуется: а) в утолщенных и сопряженных местах отлив-
ки; б) в зоне местных перегревов, в районе подвода литников;
в) в осевых частях плоских и призматических элементов отливок.
Любой вид пористости приводит к уменьшению эффективного
сечения отливки и, следовательно, к снижению механических
свойств литого металла. Но остроугольная форма пор в большей
степени влияет на механические свойства, чем округленная [4].
Известно, что рассредоточенная пористость в небольших коли-
чествах практически не ухудшает механические и эксплуатацион-
ные свойства отливки.
Влияние пористости усиливается, если она концентрируется
в отдельных частях отливки.
Механизм образования усадочных пор. Процесс образования
усадочной пористости в отливках, затвердевающих в реальных
условиях, как отмечают А. И. Вейник [41, 53] и М. В. Шаров [64],
обусловливается переходной зоной, в которой температура изме-
няется от ликвидуса до солидуса. Вблизи температуры солидуса
кристаллы срастаются между собой и это приводит к разобщению
ячеек, заключающих в себе остатки жидкой фазы. Затвердевание
небольшого объема металла в такой ячейке происходит без досту-
па к ней питающего жидкого металла из соседних ячеек.
В результате усадки в каждой ячейке получается небольшая
усадочная раковина. Множество таких межзеренных микроуса-
дочных раковин и образует пористость.
Аналогичным образом происходит процесс образования и осе-
вой пористости в отливках.
Особенность механизма образования осевой пористости и рых-
лоты в отливке в этом случае заключается в том, что до момента
полного срастания кристаллов часть жидкой фазы успевает прой-
ти (профильтроваться) через сетку кристаллов из осевой зоны
отливки в периферийную, где металл имеет более низкую темпе-
ратуру. В результате периферийные ячейки получают некоторое
питание от осевых. Осевые ячейки такого питания не имеют, по-
этому в осевой части отливки металл оказывается более рых-
лым.
А. А. Бочвар и др. [42] в своих исследованиях по изучению по-
ристости в сплавах на основе цветных металлов пришли к сле-
дующим выводам: развитие усадочных и газовых пор тесно пере-
плетается между собой. Если первичным толчком для нарушения
331
сплошности металла является усадка, то выделение газов в пу-
стоту может резко ее расширить. Распределение общей величины
усадки при затвердевании между раковинами и пористостью оп-
ределяется характером затвердевания сплавов и является функ-
цией температурного интервала затвердевания. Для сплавов, за-
твердевающих при постоянной температуре, характерна большая
усадочная раковина, а для сплавов, затвердевающих в широком
интервале температур, нормальной является междендритная и
внутридендритная пористость.
Вышеизложенные закономерности подтверждаются практи-
кой. Для повышения скорости затвердевания и давления в мо-
мент формирования отливки в настоящее время технология фа-
сонного литья развивается в направлении широкого внедрения
методов литья в металлические формы, а также методов литья
с применением высоких давлений (литье в автоклавах, литье под
давлением и т. д.), а литье слитков развивается в направлении
широкого применения метода непрерывного литья с непосредст-
венным охлаждением слитка водой.
На рис. 94—96 представлена типичная микропористость,
встречающаяся в магниевых, алюминиевых и медных сплавах. На
рисунках видно, что микропористость располагается по границам
зерен металла.
В исследованиях Л. И. Сокольской [6] имеются указания, что
в отливках, отлитых из хорошо дегазированных алюминиевых и
магниевых сплавов независимо от величины интервала кристал-
лизации, не наблюдается раковин, пористости и микропористости,
разбросанной по сечению отливки, так как эти пустоты в момент
своего зарождения заполняются жидким металлом.
В этом случае в отливке остаются участки с наличием взаимо-
связанных между собой усадочных пор в виде отдельных групп,
образовавшихся в результате утечки маточного раствора в части
отливки, затвердевших последними. В чистых металлах и эвтек-
тических сплавах при затвердевании образуется сосредоточенная
усадочная раковина.
Рис. 97 иллюстрирует результаты исследований пористости
в отливках из эвтектического алюминиевого сплава с 12% Si в за-
висимости от степени газонасыщенности. На рис. 97, а отливка
с большой пористостью, но усадочная раковина отсутствует. На
рис. 97, б показана отливка, полученная в тех же условиях, но
металл немного дегазирован четыреххлористым титаном; пори-
стость уменьшилась, но появилась усадочная раковина.
На рис. 97, в представлена отливка, полученная в тех же ус-
ловиях, что первые две, но металл тщательно дегазирован, пори-
стость исчезла, а размеры усадочной раковины несколько увели-
чились.
Следовательно, чем больше металл насыщен газом, тем боль-
ше будет проявляться пористость и меньше — концентрированная
усадочная раковина. Так, например, сплавы типа эвтектических
332
силуминов склонны к образованию концентрированных усадоч-
ных раковин, при сильном газонасыщении затвердевают с образо-
ванием рассеянной пористости. Сплавы, затвердевающие в широ-
ком интервале температур (оловянные бронзы, доэвтектические
силумины и др.), при сильном газонасыщении затвердевают как
Рис. 94. Микропористость в
отливке из магниевого
сплава МЛ5. Х100 [6)
Рис. 95. Пористость и микропористость в отливке из алю-
миниевого сплава (6% Mg; 1,5% Си; 1% Мп). Х1000 [6]
Рис. 96. Усадочная
пористость в латун-
ном слитке [1]
бы с «ростом». Но этот «рост» получается не из-за уменьшения
усадки, а из-за сильного газонасыщения, увеличивающего сум-
марный объем пор {3].
Исследованиями доказано, что микропористость может разви-
ваться при отсутствии газа.
Во всех случаях при обычном литье в производственных усло-
виях усадочные раковины и пористость в отливках формируются’
под совместным действием усадки и давления воздуха и газов.
333
И только при искусственных условиях затвердевания (например,
в вакууме) усадочные раковины и пористость в отливках могут
совсем не образовываться [24, 6].
При охлаждении сплава в форме из него выделяются газы,
которые заполняют усадочные раковины и поры. Присутствую-
щий в раковинах и порах газ препятствует продвижению в них
жидкого металла, в результате чего они остаются незаполненны-
ми металлом.
Кроме того, газы, выделяющиеся из металла при формирова-
нии отливки, препятствуют концентрации усадочной пористости.
Сосредоточенная усадочная раковина, которая могла бы легко
образоваться при отсутствии газа, в этом случае не образуется
совсем или образуется значительно меньших размеров.
Основной фактор, влияющий на образование усадочной пори-
стости в отливке,— ширина зоны затвердевания. Чем она шире,
тем больше вероятность получения значительного количества ра-
зобщенных растущими кристаллами участков жидкого металла
334
в кристаллизующемся слое и тем больше склонность к усадочным
микрораковинам.
Усадочная пористость не появляется, если не образуются изо-
лированные от основной массы жидкости участки в кристаллизу-
ющемся слое. Ширина зоны затвердевания находится в прямой
зависимости от интервала затвердевания сплава, поэтому область
поражения металла усадочными микрораковинами тем больше,
чем больше интервал затвердевания сплава.
И. Пржибыл [44] отмечает, что появление усадочных микрора-
ковин зависит не только от интервала затвердевания сплава, но
и от его теплопроводности, скорости и способа охлаждения от-
ливки.
Сплавы, обладающие большой теплопроводностью, при всех
прочих равных условиях охлаждаются с меньшим перепадом тем-
ператур между поверхностными и внутренними частями сечения
отливки, кривая поперечного температурного градиента выравни-
вается— перепад температур у поверхности и внутри отливки
уменьшается. Таким образом, большая теплопроводность сплава
расширяет зону затвердевания и повышает склонность к образо-
ванию усадочных микрораковин, препятствует питанию и умень-
шает область действия прибылей.
С применением высокого давления в момент питания отливки
отрицательное действие высокой теплопроводности сплава умень-
шается.
Бронза имеет большую теплопроводность, чем сталь, в ре-
зультате чего при одинаковом интервале затвердевания и равных
других условиях она имеет зону затвердевания шире, чем сталь,
и, следовательно, имеет -большую склонность к образованию уса-
дочных микрораковин (пористости).
Аналогичным образом эта закономерность наблюдается в алю-
миниевых и магниевых сплавах (за исключением эвтектического
силумина).
А. Г. Спасский (24, 56] указывает, что отливки чистых метал-
лов, эвтектических сплавов и сплавов, кристаллизующихся в уз-
ком температурном интервале, затвердевание которых происхо-
дит тонкими слоями, даже в условиях малого перепада темпера-^
тур по сечению отливки получаются плотными без наличия уса-
дочных пор, но с концентрированными усадочными раковинами.
Сплавы с большим интервалом кристаллизации затвердевают
одновременно в больших объемах. В этих объемах всегда имеют-
ся многочисленные замкнутые между ветвями дендритов участки
жидкости, не сообщающиеся между собой. Кристаллизация каж-
дого такого участка протекает обособленно и одновременно со
всех сторон без доступа питающего жидкого металла, в результа-
те чего даже в условиях большого перепада температур по сече-
нию отливки образуются пористость и рыхлость (рис. 98, 99).
Способ охлаждения металла в форме имеет большое значение
для получения качественной отливки. Отливка, полученная в ме-
335
таллическрй форме,— более здоровая внутри, чем отливка, полу-
ченная в песчаной форме. Изделие, отлитое в сырую песчаную
форму,:—более плотное, чем изделие, отлитое в сухую форму.
Причина этого — скорость отвода тепла. В металлической
форме металл охлаждается быстрее, чем в песчаной форме.
В свою очередь, в песчаной сырой форме скорость охлаждения
металла выше, чем в сухой песчаной форме. Повышенная ско-
рость охлаждения уменьшает область одновременного существо-
вания твердой и жидкой фаз, облегчает доступ жидкости к ра-
стущим кристаллам, вызывает образование тонких малоразветв-
ленных дендритов, вследствие чего отливка получается более
Рис. 98. Характер распределения объемной
усадки [3J:
а — в чистых металлах; б — в сплавах с
узким .интервалом кристаллизации; в — в
сплавах, с широким интервалом кристаллиза-
ции
Рис. 99. Характер зависимости
между составом сплавов и
распределением объемной усад-
ки в виде раковин и пор
плотной,, но с резко выраженной сосредоточенной усадочной ра-
ковиной.
При искусственном медленном затвердевании жидкого сплава
в форме (например, затвердевание отливки в медленно охлаж-
дающейся печи) поперечный температурный градиент может
быть настолько мал, что практически вся усадка металла в ин-
тервале затвердевания проявится только в виде усадочной микро-
пористости по всему объему отливки.
Сосредоточенная усадочная раковина при таких условиях за-
твердевания отливки совсем не появляется. Отливки в этом слу-
чае получаются с пониженной плотностью и грубой структурой,
с низкими механическими свойствами. Поэтому данный способ
получения отливок рекомендовать нельзя.
Таким образом, управляя скоростью затвердевания отливки
в целом и особенно отдельных ее частей (захолаживанием или
теплоизоляцией), можно создать наиболее благоприятный темпе-
ратурный градиент, необходимый для обеспечения надлежащей
плотности отливки и экономии металла.
336
Немаловажное значение в образовании усадочной микропо-
ристости имеет давление в момент кристаллизации. Давление
преодолевает силы вязкости в капиллярах между осями кристал-
лов и сопротивление смачивания расплавленным металлом, бла-
годаря чему расплав вдавливается в только что зарождающиеся
микропоры и заполняет их. Чем выше давление расплавленного
металла, заполняющего микропоры в момент их зарождения, тем
более здоровой будет изготовленная отливка. Образовавшиеся
в результате усадки междендритные усадочные пустоты будут за-
полняться жидким металлом под влиянием давления до тех пор.
пока область одновременного существования жидкости и кри-
сталлов не увеличится по сечению отливки настолько, что суммы
атмосферного и гидростатического давлений не хватит на преодо-
ление сопротивления протеканию жидкости по капиллярам и
междендритные пустоты окажутся незаполненными.
А. Г. Спасский указывает [24]: чем с большим давлением жид-
кость будет прижиматься к кристаллизующемуся слою, тем
в большем по толщине слое будут отсутствовать усадочные поры.
Чем больше скорость охлаждения, тем меньшее давление по-
требуется для получения плотной и беспористой отливки.
Чем меньше интервал кристаллизации сплава, тем при мень-
шем давлении можно устранить усадочную пористость.
Давление в период кристаллизации изменяет характер усадоч-
ных пустот только у сплавов, кристаллизующихся в большом ин-
тервале температур. В этом случае чем больше давление, тем
меньше микропористость и больше сосредоточенная усадочная
раковина.
Давление при кристаллизации, практически осуществляемое
в производственных условиях, не влияет на изменение действи-
тельного объема металла, а только вызывает перераспределение
усадочных пустот. Вместо рассеянной по сечению отливки уса-
дочной пористости появляются сосредоточенные в определенных
местах усадочные раковины или происходят внешние изменения
размеров отливок.
Практическое значение давления в период кристаллизации
чрезвычайно велико. Оно обеспечивает получение отливки высо-
кой плотности из сплавов, кристаллизующихся в большом интер-
вале температур.
В настоящее время для получения плотного литья широкое
применение находит питание отливки при помощи прибылей вы-
сокого давления. Прибыли высокого давления особенно хорошо
себя зарекомендовали при литье бронзовых отливок.
Н. Н. Белоусовым [74] проведено исследование влияния разре-
жения и всестороннего давления в автоклавах от 0,1 до 10 Мн!м2
(от 1 до 100 кГ1см2) на развитие усадочных пустот в отливках из
алюминиевых сплавов диаметром 20, 40, 60 и 80 мм в песчаных
формах. При затвердевании под разрежением в отливках из спла-
вов АЛ2 и АЛ9 наблюдалась сильно развитая пористость. В спла-
22 в. С. Юдкин	337
ве АЛ2 эвтектического типа при кристаллизации в атмосферных
условиях по всему сечению отливок наблюдается пористость га-
зового происхождения. При уменьшении сечения отливки размер
пор уменьшается. При повышении давления до 0,3 Мн!м2
(3 кГ1см2) начинает появляться концентрированная усадочная
раковина и исчезает газовая пористость; при давлении 0,5 Мн!м2
(5 кГ1см2) газовая пористость исчезает совершенно. Дальнейшее
повышение давления до 10 Мн!м2 (100 кГ1см2) не изменяет ха-
рактер усадочной пустоты, но смещает усадочную раковину
в нижнюю часть отливки. В сплаве АЛ8 типа твердого раствора
при кристаллизации под атмосферным давлением по всему сече-
нию отливок выявляется пористость газоусадочного происхожде-
ния. При повышении давления до 0,5 Мн!м2 (5 кГ)см2) видимая
невооруженным глазом пористость исчезает, но остается пори-
стость, обнаруживаемая микрорентгенопросвечиванием. При
дальнейшем повышении давления до 3 Мн!м2 (30 кГ!см2) исче-
зает и эта мельчайшая пористость. Увеличение давления даже до
10 Мн!м2 (100 кГ/см2) не привело к образованию внутренней кон-
центрированной усадочной раковины. Однако при повышении
давления боковые и верхние поверхности вдавливались и конфи-
гурация отливки искажалась.
§ 60. РАСПОЛОЖЕНИЕ
И ФОРМА УСАДОЧНЫХ РАКОВИН
Концентрированная усадочная раковина, расположенная
в прибыли отливки, будет получаться при достаточном питании
сокращающегося объема отливки жидким металлом и направлен-
ной кристаллизации.
Наиболее неблагпориятным расположением усадочных рако-
вин является их разбросаность по всему сечению и высоте отлив-
ки. Такие объемы отливки затвердевают самостоятельно, не имея
общего питания жидким металлом. В каждом таком объеме (зо-
нальном или межкристаллическом) образуется обособленная не-
большая усадочная раковина.
Образование таких раковин, дающих часто усадочную рых-
лость и микропоры, возможно не только в условиях недостаточно-
го питания отливки из прибыли. Оно может быть связано и с ден-
дритной кристаллизацией, препятствующей течению жидкого
металла.
При одновременном затвердевании различных частей отлив-
ки, а также ее сечений по горизонтали и высоте, т. е. при малых
температурных градиентах в отливке, концентрированная уса-
дочная раковина обычно не образуется.
При этом характерно образование мелких разбросанных мак-
ро- и микрораковин.
Задача литейщика заключается в достижении не только тех-
нически минимального объема усадочной раковины, но и наибо-
338
лее благоприятной ее формы и расположения. Следует стремить-
ся не только к получению концентрированной раковины без уса-
дочных рыхлот, но и к наименьшей ее высоте. Вместе с тем даже
простое изменение конфигурации отливки резко влияет на высо-
ту усадочных раковин одинакового объема (рис. 100).
Из сравнения слитков /, // и /// следует, что наиболее глубо-
кое расположение усадочной раковины имеет слиток //. Наи-
меньшую по глубине концентрированную усадочную раковину
имеет слиток ///. Следовательно, при верхнем расположении при-
былей сечение отливки и прибыли нужно делать расширяющимся
Z	#	ЛГ '
Рис. 100. Применение метода изотерм для определения расположения усадочных
раковин в зависимости от формы слитка
кверху, чтобы добиться концентрированной усадочной раковины
минимальной высоты.
Одно из важнейших практических мероприятий по борьбе
с развитием усадочных раковин в отливках — медленное охлаж-
дение их прибыльной части.
Для определения расположения и размеров прибылей можно
использовать метод изотерм (рис. 101).
Прибыли с и б не обеспечивают надлежащего питания мас-
сивной части отливки, и внутри отливки образуется совершенно
обособленная усадочная раковина, называемая вторичной. Для
полной ее ликвидации прибыль делается таких размеров, как
указано на рис. 101, в или (еще лучше) на рис. 101, г.
В отливке не будет ни вторичной усадочной раковины, ни уса-
дочной рыхлоты, если по ее высо.те устанавливается температур-
ный градиент, обеспечивающий затвердевание, направленное
к прибыли.
Вторичные и местные усадочные раковины образуются в тех
участках отливки, которые затвердевают медленнее, чем рядом
22*	339
расположенные участки, препятствующие подаче жидкого ме-
талла для питания.
Рис. 101. Определение методо*м изотерм расположения вторичной усадочной
раковины и необходимого размера прибылей в отливке [40]
Рис. 102. Применение ме-
тода «вписанных окружно-
стей» для определения
скопления металла в «тер-
мическом узле» и методы
уменьшения влияния узла
на образование местной
усадочной раковины [40]
Подавляющее большинство конструкций отливок отличается
закруглениями, переходами и сочленениями различных сечении.
В этих местах создается скопление металла («термический узел»),
340
затвердевающее медленнее, чем рядом расположенное сечение.
Для определения влияния этих термических узлов на возмож-
ность образования местных усадочных раковин следует рекомен-
довать метод «вписанных окружностей».
Термический узел (102, а) уменьшается при уменьшении тол-
щины одной из сопрягающихся стенок (102, б, в) или при измене-
нии конструкции отливки (рис. 102, г).
Из изложенного следует, что на объем, форму и расположе-
ние усадочных раковин в отливках влияют не только физико-хи-
мические свойства металла, но и конструкция отливки.
Факторы, влияющие на объем, форму
и расположение усадочных раковин в отливках
На объем, форму и расположение усадочных раковин в отлив-
ке большое влияние оказывает распределение температур по
сечению и высоте отливки в процессе затвердевания.
Распределение температур по сечению и высоте отливки за-
висит от подвода металла в рабочую полость литейной формы и
от конструкции отливаемой детали.
Из теории образования усадочной раковины следует, что для
ликвидации крупной раковины необходимо иметь минимальные
температурные градиенты по сечению и между различными ча-
стями отливки (одновременное затвердевание). Для ликвидации
мелких разбросанных усадочных раковин и усадочной рыхлоты
необходим температурный градиент по сечению и высоте отлив-
ки, который должен обеспечить направленность кристаллизации
и затвердевание прибыли в последнюю очередь.
Полностью обеспечить одновременное затвердевание всех
частей отливки практически трудно. Можно приблизиться к осу-
ществлению этого принципа при изготовлении отливок с относи-
тельно равномерными и небольшими толщинами стенок. В этих
случаях отливки часто заливают без прибылей или с небольшими
прибылями, играющими преимущественно роль выпоров, особен-
но при литье в металлические формы, в которых кристаллизация
металла в отливках идет настолько быстро, что усадочная рако-
вина заполняется жидким металлом не в процессе заливки, а в
последней стадии ( из литников) (24].
Для таких отливок подвод металла должен быть рассредото-
ченным (через несколько питателей) по разъему формы или си-
фоном. Заливка сифоном дает менее благоприятное распределе-
ние температур, чем заливка сверху.
Если отливка имеет стенки различной толщины, подводить ме-
талл нужно в тонкую часть, наиболее удаленную от толстой.
В утолщенную часть поступит несколько остывший металл, тон-
кая же часть разогревается проходящим металлом, и распреде-
ление температур станет более равномерным. Это мероприятие
341
эффективно для отливок со сравнительно небольшой разницей
в толщине стенок.
Для большинства отливок, имеющих значительную разницу
в сечениях и требующих плотного строения, подвод металла дол-
жен способствовать направленному затвердеванию. В этих слу-
чаях следует стремиться к концентрированному подводу металла
(малым количеством питателей) в те части отливки, которые за-
твердевают в последнюю очередь (в прибыли). При расположе-
нии прибылей в верхней части отливки наиболее целесообразной
оказывается заливка сверху. Заливка сверху или при помощи
вертикальной щелевой литниковой системы обеспечивает послой-
ное направленное затвердевание снизу вверх. Металл в прибыли
в этом случае застывает в последнюю очередь, что улучшает рас-
положение раковины и значительно уменьшает (а в некоторых
случаях совсем устраняет) ее размер.
Чтобы улучшить температурный градиент по высоте отливки
и обеспечить поступление в прибыль более горячего металла, ча-
сто применяют комбинированную заливку — основной сифонный
питатель и дополнительный «этажный» под прибыль.
Комбинированный метод заливки имеет промежуточное зна-
чение, между верхним и нижним подводом металла, которое
в данном случае не обеспечивает направленное в сторону прибы-
ли затвердевание.
Уменьшение скорости заливки увеличивает температурный
градиент по высоте отливки, способствует получению более кон-
центрированной раковины и улучшает питание при заливке
сверху. При заливке же сифоном температурный градиент по вы-
соте отливки и разогрев формовочной смеси способствуют более
глубокому расположению усадочной раковины. Для уменьшения
этого неблагоприятного явления заливку тонкостенных отливок
можно производить сифоном с большой скоростью.
Меньшая глубина усадочной раковины в отливках, залитых
сверху по сравнению с залитыми сифоном, получается только
в условиях одинаковых скоростей заполнения формы. При очень
медленной заливке сверху, когда поступление металла происхо-
дит по мере затвердевания отливки, усадочной раковины не бу-
дет даже при отсутствии прибыли.
Таким образом, оценивая влияние температуры и скорости за-
ливки на объем и форму усадочной раковины, можно сделать
следующие выводы:
а)	для отливок, одновременно затвердевающих по всему объ-
ему или заливаемых сифоном из прибыли, во многих случаях по-
лезно сочетание низкой температуры с высокой скоростью за:
ливки;
б)	для отливок с направленным затвердеванием или заливае-
мых сверху во многих случаях полезно сочетание высокой темпе-
ратуры с низкой скоростью заливки.
342
Рис. 103. Применение правил вписанных окруж-
ностей при построении конфигурации прибыли,
питающей термический узел отливки:
а — неправильно; б — правильно
Конструкция отливок оказывает во многих случаях решающее
влияние на объем, форму и расположение усадочных раковин.
Конструкция отливки должна отвечать какому-либо из двух прин-
ципов получения здорового изделия: либо одновременному, либо
направленному затвердеванию.
Равномерная толщина стенок отливки — основное условие,
обеспечивающее одновременность затвердев а ния.
Отливка никогда не охлаждается с одинаковой скоростью по
всему объему, так как тепло может передаваться наружу только
через ее поверхность.
Массивные места от-
ливки, имеющие мень-
шую относительную по-
верхность, охлаждают-
ся медленнее, чем тон-
кие места.
Сложность геомет-
рических очертаний лю-
бой фасонной отливки
затрудняет определе-
ние относительной ско-
рости кристаллизации
в различных ее частях.
Относительная ско-
рость роста толщины
твердого слоя металла
оказывает решающее
влияние на последова-
тельность или направ-
ленность затвердева-
ния, питание нижеле-
и, в конце концов/ по-
лучение металла, плотного по всему объему отливки.
В отливках сложных очертаний различие в скорости охлаж-
дения отдельных частей вызовет и различную усадку этих частей,
что может привести к деформации и искажению линейных раз-
меров отливки.
Направленность затвердевания можно наиболее просто опре-
делить с помощью геометрического правила вписанных окруж-
ностей Хейферса (рис. 103).
При варианте, указанном на рис. 103, а, жидкий металл за-
твердевает возле окружности диаметром 70 мм раньше, чем
в утолщении и прибыли. В результате этого питание узла жидким
металлом прекратится. Наоборот, при варианте, указанном на
(рис. 103, б) прибыль беспрепятственно питает узел благодаря
сохранению принципа направленного затвердевания.
Питание нижнего слоя отливки верхним зависит от разности
теплосодержания этих слоев. Если теплосодержание верхнего
343
жащего слоя металла от вышележащего
слоя больше теплосодержания нижнего, то остатки жидкой фазы
могут беспрепятственно перемещаться вниз и заполнять межкри-
сталлитные поры.
Каждый верхний слой будет питаться от вышерасположенно-
го слоя, вплоть до прибыли, в которой должен быть достаточный
запас жидкого металла, чтобы она могла питать последовательно
все нижние слои.
Направленность затвердевания характеризуется неравенст-
вом [55]:
Qn > Q1 > Q2 > • • • Qz: > Qyi
где Qn — теплосодержание питающего узла, дж/кг (ккал/кг) \
Qb Q2, Qi — теплосодержание 'металла нижележащих слоев,
дж/кг (ккал/кг) \
Qy — теплосодержание питаемого узла, дж/кг (ккал/кг).
Направленность затвердевания определяется разностью теп-
лосодержания соседних слоев, которая должна иметь опреде-
ленную величину и быть положительной для этих слоев металла
[23]. Если теплосодержание соседних слоев одинаково, то направ-
ленность затвердевания отсутствует. Следовательно, второе ус-
ловие может быть выражено равенством
AQ =	Q/4-i .
Теплосодержание любого слоя отливки можно вычислить по
уравнению
Q. = a^jh^ [cL (h — Q + p] дж/кг (ккал/кг), (39)
где ai, hi — ширина, длина и высота слоя металла, м;
Pi — плотность жидкого металла, кг/м3-,
Ci — удельная теплоемкость жидкого металла, дж/(кг-
•град) [ккал/(кг-град)];
р — теплота кристаллизации, дж/кг (кал/кг);
‘ ti — температура металла i слоя, °C;
tc — температура солидуса, °C.
Анализ уравнения раскрывает зависимость направленности за-
твердевания не только от разности температур металла в сосед-
них слоях отливки (Qi и Qi+i) или от перепада температур
Т = у|,ноиот других факторов, в том числе от разности гео-
метрических объемов соседних слоев:
AV = Vz-V/+i>0,
где Vi = aibihi и Vi+\=ai+} bi+i hi+{.
Прибыль питает отливку во время усадки и кристаллизации
только при положительном значении градиента температур. Для
образования положительного перепада температур от прибыли к
питаемому месту отливки необходимо подводить металл вблизи
прибыли или заливать его через прибыль.
344
Направленное затвердевание даст возможность получить от-
ливки плотными без усадочной рыхлости. Причем наиболее плот-
ной, с лучшими свойствами является та часть отливки, которая
при направленном затвердевании вверх расположена внизу. По-
этому в практике наиболее ответственные части отливки обычно
помещают в нижних частях формы. Лишь при больших припус-
ках и направленном затвердевании разница в плотности по вы-
соте отливок уменьшается.
В итоге по усадочным пустотам в отливках следует отметить
следующие основные положения.
1.	Усадочные пустоты в отливках — следствие усадочных яв-
лений, происходящих при затвердевании металла в отливке. Уса-
дочные пустоты образуются или в виде концентрированных уса-
дочных раковин или в виде усадочной пористости в тех местах
отливки, где заканчивается кристаллизация.
2.	У сплавов, затвердевающих при постоянной температуре,
практически весь объем внутренней усадки выражен в виде со-
средоточенной усадочной раковины, которая при правильно со-
ставленной технологии и выбранном режиме затвердевания от-
ливки может быть целиком выведена наружу.
3.	У сплавов, затвердевающих в большом интервале темпера-
тур, с образованием разветвленных дендритов и при относитель-
но малом количестве остаточной жидкой фазы, усадка проявля-
ется в виде рассеянных усадочных р^хлот и трещин.
4.	Количество жидкости, достаточное для уменьшения и уст-
ранения усадочной микротвердости, по данным А. А. Бочвара и
А. М. Королькова, к концу кристаллизации должно составлять
15—25%.
5.	Внешние факторы (температура металла и формы, дега-
зация, скорость и направленность кристаллизации, соответствую-
щее питание отливки, избыточное давление на металл в процес-
се кристаллизации и т. п.) в отдельных случаях полностью уст-
раняют образование усадочных пустот и обеспечивают условия
для получения доброкачественных отливок. Поэтому основным
мероприятием по устранению усадочных пустот в литых издели-
ях является направленное затвердевание металла, обусловливае-
мое правильным сочетанием расположения отливки в форме, под-
водом жидкого металла в полость формы, установкой прибылей
и холодильников.
§61. ПРИБЫЛИ
Прибыль — это элемент литниковой системы, расположенный
над «узлом питания» отливки и необходимый для питания уса-
дочной раковины, образующейся в этом узле.
Кроме того, она может рассматриваться как средство ослаб-
ления усадочной пористости и как сборник загрязнений.
345
Установка прибылей — главное средство устранения усадоч-
ных раковин в отливках. Регулирование условий затвердевания
путем установки холодильников является вспомогательным сред-
ством, позволяющим ликвидировать усадочные раковины в мес-
тах затрудненного питания.
Места отливки, где скапливается наибольшее количество ме-
талла («термические узлы»), должны питаться от прибылей.
Наилучшее питание отливки — при последовательном затвер-
девании металла от нижних частей отливки к верхним (к прибы-
ли). В этом случае, как отмечает В. Е. Грум-Гржимайло, выше-
лежащая часть отливки будет служить прибылью для нижележа-
щей части. Металл в прибыли должен затвердевать последним.
Для выполнения этого требования, как уже отмечалось выше,
необходимо более массивные (толстые) узлы отливки распола-
гать сверху, а менее массивные (тонкие) узлы — снизу. На мас-
сивных узлах отливки проставлять соответствующие типы при-
былей.
Процесс питания отливки через прибыль будет происходить
тем лучше, чем горячей металл в (прибыли. Горячий металл в при-
были обладает большей подвижностью, лучше проникает в глубь
питаемого узла и полнее компенсирует усадку.
Типы прибылей
Известны следующие типы прибылей: прямые (открытые и
закрытые), отводные (открытые и закрытые) и легкоотделяемые.
По принципу действия прибыли различаются на обычные с
нормальным атмосферным давлением, с газовым давлением и с
воздушным регулируемым давлением.
На рис. 104 приведены конструкции различных типов при-
былей.
Наибольшее распространение имеют прямые открытые при-
были (рис. 104, а), устанавливаемые непосредственно над питае-
мым узлом. Эти прибыли не только питают отливку, но и обеспе-
чивают удаление из металла шлаковых и других неметалличес-
ких включении. Кроме того, они удобны при сборке форм, так
как обеспечивают возможность проверки их перед заливкой и на-
блюдения за заполнением расплавом.
Недостатки верхних открытых прибылей заключаются в сле-
дующем: большой расход металла на прибыли, зависимость вы-
соты прибыли от высоты применяемых опок, легкость загрязне-
ния рабочей полости формы через открытые прибыли.
Закрытые прямые прибыли (рис. 104, б — а) могут приме-
няться в следующих случаях: когда опоки очень высоки и приме-
нение открытых прибылей привело бы к чрезмерно большому
расходу металла на прибыли; когда формы изготовляют на ма-
шинах по модельным плитам, так как выступающие части при-
былей мешали бы при уплотнении смеси.
346
Верхнюю часть закрытой прибыли оформляют в виде полу-
шария для того, чтобы уменьшить поверхность соприкосновения
металла с холодной формой, а также сократить объем прибыли.
Отводные (боковые) прибыли (рис. 105) применяют в тех
случаях, когда приходится питать узлы отливки, находящиеся
в нижней части формы. Их конструируют как открытыми, так и
закрытыми.
Отводные прибыли имеют следующие недостатки. Их дейст-
вие менее эффективно, чем верхних прибылей; они увеличивают
Рис. 104. Конструкция различных прибы-
лей:
а — прямая открытая прибыль; б — за-
крытая прибыль с пористым стержнем
в—закрытая прибыль с газовым давлени-
ем; г — закрытая прибыль с повышенным
давлением; дне — закрытая прибыль
с атмосферным давлением и легкоотде-
ляемыми прибылями; 1 — прибыль; 2 —
диафрагма (песчано-глинистая); 3	—
холодильник; 4 — пористый стержень;
5 — экзотермический заряд; ДБ —линия
отделения прибыли от .отливки
Рис. 105. Питание узлов отливки из
внутренних прибылей (отводных питате-
лей) и с помощью пористого стержня и
трубки:
1 — пористый стержень; 2 — трубка; 3 —
внутренняя прибыль; 4 — холодильник
габариты формы; в форме между прибылью и стенками отливки
могут быть места со слабой набивкой, которые разрушаются по-
током жидкого металла.
Верх закрытых отводных прибылей также выполняют в виде
полушария. Такие прибыли характеризуются наименьшей поверх-
ностью охлаждения и, следовательно, наибольшей приведенной
толщиной (отношение объема отливки или узла питания к пло-
щади поверхности их) по сравнению с прибылями других форм.
Закрытые отводные прибыли более целесообразны из-за мень-
ших тепловых потерь сверху и из-за меньших засоров.
С целью экономии жидкого металла закрытые прибыли вы-
полняют с действующим атмосферным (рис. 104, г) или газовым
давлением, получаемым за счет экзотермического заряда
(рис. 104, в}.
347
Применение легкоотделяемых прибылей с диафрагмой
(рис. 104, д) позволяет уменьшить объем механической обработ-
ки. Однако эти прибыли не всегда надежны. Их можно приме-
нять в тех случаях, когда прибыль приходится устанавливать на
необрабатываемой поверхности отливки.
Прибыли с воздушным давлением (рис. 104, г), получаемым от
сети, следует применять при изготовлении крупных ответствен-
ных деталей, к которым предъявляют повышенные требования
в отношении плотности и механических свойств. При установке
нескольких прибылей воздушное давление следует подводить
только к одной из них, питающей наиболее ответственный узел;
давление в эту прибыль должно включаться только после изоля-
ции районов питания остальных прибылей, иначе будет происхо-
дить перекачка металла из одной прибыли в другие.
Место установки прибылей
Прибыли следует устанавливать над самыми массивными ча-
стями отливки. Они должны быть установлены таким обра-
зом, чтобы отделение их от отливки не вызывало затруднений, а
при затвердевании расположение не мешало ее усадке. Нежела-
тельна установка прибылей на необрабатываемых поверхностях.
Не следует устанавливать прибыли слишком близко друг к
другу, так как в этом случае клин разогретой формовочной сме-
си, находящейся между ними, будет способствовать образованию
усадочной раковины.
На отливках больших габаритов, имеющих постоянное сече-
ние, необходимо устанавливать несколько «прибылей, так как
район действия одной прибыли ограничен. Рекомендуются сле-
дующие минимальные расстояния (мм) между прибылями на от-
ливках постоянного сечения при толщине стенки:
При 20 мм расстояние 2С0—300 мм
» 40 »	—	300—460 »
» 50 »	—	300—500 »
При выборе места установки прибыли на отливках Б. Б. Гу-
ляев рекомендует руководствоваться следующими общими сооб-
ражениями [28].
На отливках типа куб или цилиндр (при вертикальном поло-
жении) прибыль должна устанавливаться на верхних торцовых
поверхностях. На отливках типа втулка при небольших размерах
можно устанавливать на торцовой поверхности две секторные
прибыли и т. д. В случае тонкостенных отливок постоянной тол-
щины и неответственного назначения типа плита, рама, коробка
отливка возможна без применения прибылей.
Размеры и форма прибылей
Размеры и форма прибылей должны быть такими, которые бы
при наименьшем ее весе и наименьшем расходе металла обеспе-
348
чили получение плотной отливки, свободной от усадочных., ра-
ковин.
Прибыль может выполнять свое назначение только при на-
правленном затвердевании металла в отливке.
При проектировании литейной технологии с целью правиль-
ного выбора сечения прибылей отдельные элементы отливки рас-
сматривают как самостоятельные тела простой конфигурации
(шар, куб, цилиндр, призма, плита). Условия питания отдельных
элементов отливки зависят от их расположения в форме. При вы-
боре сечения прибыли Б. Б. Гуляев рекомендует исходить из сле-
дующих пяти вариантов расположения элементов отливок:
1)	шар (или куб);
2)	цилиндр (или призма), расположенный вертикально;
3)	цилиндр (или призма), расположенный горизонтально;
4)	плита, расположенная вертикально;
5)	плита, расположенная горизонтально.
На питающие узлы отливки, приближающиеся по конфигура-
ции к первому варианту, как правило, ставят цилиндрические
прибыли, имеющие в основании диаметр, равный диаметру шара.
Для цилиндров, расположенных вертикально, нижнее сечение
прибыли устанавливается равным или несколько большим сече-
ния цилиндра. На плиту, расположенную вертикально, в боль-
шинстве случаев ставят плоскую прибыль, минимальный размер
которой соответствует толщине плиты.
На цилиндр (призму), расположенный горизонтально, уста-
навливают прибыль прямоугольного сечения высотой не менее 2,5
толщин црибыли.
На плиту, расположенную горизонтально, следует устанавли-
вать прибыль с радиусом основания, равным примерно 1,5 тол-
щины плиты.
Чтобы обеспечить питание узла отливки и высокое качество,
необходимо при выборе формы и определения размеров прибыли
руководствоваться следующими основными положениями.
1.	Прибыль должна иметь достаточное сечение, чтобы обеспе-
чить затвердевание в ней металла позднее отливки. Это требо-
вание обеспечивается путем увеличения диаметра прибыли, впи-
санной в объем питаемого узла. Это увеличение должно состав-
лять 5—15% —для компактных узлов; 15—30% —для средних
узлов и 30—60% —для узлов с развитой поверхностью.
2.	Прибыль должна иметь объем жидкого металла, достаточ-
ный для заполнения усадочной раковины в питаемом узле.
3.	Высота прибыли должна быть такой, чтобы усадочную ра-
ковину можно было вывести из отливки.
4.	Прибыль должна быть с минимальной поверхностью ох-
лаждения, т. е. приведенная толщина прибыли должна быть
больше приведенной толщины питаемого объема отливки. Этому
требованию отвечают прибыли со сферической поверхностью.
349
5.	Прибыль должна иметь наивыгоднейшую форму горизон-
тального сечения. Математическим анализом установлено, что
наивыгоднейшей формой горизонтального сечения прибыли яв-
ляется окружность.
Шаровые и цилиндрические прибыли при прочих равных усло-
виях работают более эффективно, чем прибыли квадратного или
прямоугольного сечения. Наибольшая эффективность цилиндри-
ческой прибыли обеспечивается при отношении высоты прибыли
(Япр) к ее диаметру (dnp), примерно равном 0,7. При увеличе-
нии этого отношения относительная эффективность прибыли бу-
дет значительно снижаться. Прибыли с отношением /7np/dnp =
= 1,5, часто применяемые в литейной практике, как указывает
А. Д. Попов [43], являются нерациональными.
Для полушаровых закрытых прибылей рекомендуется прини-
мать отношение высоты прибыли к ее диаметру равным единице.
Такие прибыли имеют наименьший объем.
Для цилиндрических прибылей отношение диаметра основа-
ния прибыли (dnp) к диаметру окружности, вписанной в питае-
мый узел отливки (D), должно быть равным 1,15. Конусность
такой прибыли рекомендуется при прямой конусности принимать
равной 0,125 Япр, при обратной конусности — 0,075 Япр (#пр —
высота прибыли).
Высота прибыли определяется главным образом глубиной за-
легания усадочной раковины. Чем она глубже, тем большую вы-
соту должна иметь прибыль, чтобы вывести усадочную раковину
из питаемого узла отливки в прибыль.
Для определения глубины залегания усадочной раковины в
прибыли с достаточной для практических нужд точностью
Б. Б. Гуляев рекомендует следующую формулу:
Z- «<У.-У.)+ 7|д(У. + У„> р + т,х,ел<| (39)
2Sd 1/ I 2Sd
где Z — глубина области усадочной раковины, см;
а — коэффициент объемной усадки сплава;
Vo — объем отливки, см3;
Vn— объем прибыли, см3;
т — постоянная величина; для закрытых прибылей т = 1,
для открытых прибылей т = 2;
х—наименьшее расстояние от внешней поверхности отлив-
ки до поверхности окончания затвердевания (для круг-
лых прибылей х представляет собой радиус внизу, для
прямоугольных — половину ширины в нижнем сече-
нии), см;
Sp — средняя площадь горизонтального сечения области
усадочной раковины, см2.
350
Для случая, когда область усадочной раковины имеет форму
конуса или клина (при сравнительно высоком узле отливки), зна-
чения Sp и х определяются из следующих формул.
1.	Коническая прибыль с радиусом вверху внизу /?2*
о
Sp = - ; х = R2.
о
2.	Сферическая прибыль, имеющая форму полушарового сег-
мента с радиусом R:
3.	Прямоугольная прибыль длиной L, шириной вверху 2/?ь
внизу 2R2'
Sp = R1L — R1R2\ x = R2.
О
Основное требование к прибыли при определении ее высоты
заключается в том, Что глубина области усадочной раковины
должна занимать заранее заданную часть высоты прибыли:
— = о,	(40)
Япр
где Япр — высота прибыли, см\
о— коэффициент запаса.
При о < 1 усадочная раковина не выходит за пределы при-
были.
Необходимая высота прибыли //пр (утепленной и неутеплен-
ной) по методу Б. Б. Гуляева определяется по формуле
япР = —-----------------[1 + 1/ 1 + (1 — —1	,
ст5Р 9 Л \ I V \ GSp Д aV0 /]’
V oSp J
(41)
где a — коэффициент усадки сплава от температуры литья до
температуры ликвидуса;
— радиус прибыли вверху, см\
F — средняя площадь поперечного сечения прибыли, см2.
Объемные изменения наиболее распространенного литейного
магниевого сплава МЛ5 от температуры 800° С до температуры
солидуса суммарно составляют 7,5% или 0,075; для наиболее
распространенного литейного алюминиевого сплава АЛ4 объем-
ные изменения в пределах от температуры литья (800° С) до тем-
пературы солидуса суммарно составляют 3,5% или 0,035 от объе-
ма отливки [28]. Объемные изменения сплавов на основе меди
(av) приведены ниже (см. стр. 360).
Для цилиндрической прибыли эту формулу можно конкрети-
зировать и упростить. Пренебрегаем разницей радиусов прибыли
351
вверху и внизу. Будем считать 7?i = Т?2 = тогда F = nR2 и
л/?2
Sp = -у- . Примем а = 0,035 и а = 0,75. Последняя величина
означает, что в проектируемой прибыли усадочная раковина
должна занимать 3/4 ее высоты, !/4 предназначается для концент-
рации загрязнений и компенсации недолива.
Подставляя все эти значения в равенство (41) и произведя
преобразования, получим
Нпр =	у.0259^0^ + 2,07m2/?2.	(42)
В случае отводных прибылей их высота должна увеличивать-
ся на величину, равную их радиусу, по сравнению с высотой пря-
мых прибылей, устанавливаемых непосредственно на узлы пита-
ния. Перешеек отводной прибыли к отливке должен выбираться
с таким расчетом, чтобы затвердевание происходило в последо-
вательности отливка — перешеек — прибыль.
Расчет прибылей по методу А. Д. Попова [43]. В основу этого
метода положено уравнение квадратного корня. Методика расче-
та состоит в следующем. Средняя толщина затвердевшей корки
(SCp) на поверхности охлаждения во время заливки сплава по
Н. И. Хворинову пропорциональна корню квадратному из време-
ни затвердевания (т) и подчиняется закону
SIP = ^f-,	(43)
где К— константа кристаллизации.
Если через М обозначить поверхность отливки, то в процессе
заливки объем затвердевшего металла составит
VTB = SCP.M; •	(44)
незатвердевшего:
V» = V0-VTB,	(45)
где Vo — первоначальный объем жидкого металла, см3.
Обозначая объемную усадку при затвердевании сплава ау,
получим объем усадочных раковин в отливке:
Vp.o = av(V0-VTB).	(46)
Предполагая, что отливка затвердевает без питающего дейст-
вия прибыли, и пренебрегая величиной затвердевающего в ней
металла в процессе заливки, определяем величину объема усадоч-
ной раковины цилиндрической прибыли:
nd2
VP.np = avVljp= ^v~^h,	(47)
где dnp — диаметр основания прибыли, определяемый по методу
вписанных окружностей или иным путем, увеличенный
352
примерно на 20—30% по сравнению с диаметром пи-
таемой части отливки, см\
h — неизвестная высота усадочной раковины в прибы-
ли, см.
Общий объем усадочной раковины, образующейся в прибыли,
слагается из объемов образующихся усадочных раковин при за-
твердевании металла отливки и прибыли:
2Vy.p = Vp.o + Vp.np = av (Vo - VTB) +	h.	(48)
Принимая действительную форму усадочной раковины в виде
прямого равновеликого конуса с диаметром основания 0,5—
0,6 dnp, что наблюдается в большинстве случаев, объем конуса
можно выразить следующим образом:
2Vy р = = {Vo _ Vtb) + av (49)
где п — отношение диаметра основания конуса усадочной рако-
вины к диаметру прибыли. При заливке снизу п = 0,5, а
при заливке сверху п = 0,6.
Решая это уравнение относительно h с использованием фор-
мул (43) и (44), получим следующую формулу:
А 1.9И<Ху	2У0 — КМ-/г
«2-3«v ’ 4Р	(50)
или
1,=	(51)
^пр
где А — коэффициент, зависящий от объемного изменения спла-
ва и отношения диаметра основания конуса усадочной
раковины к диаметру прибыли; для определения этого
коэффициента существует формула
1,91 lccv
т4 — -------;
п2 — 2av
К — константа кристаллизации, которая определяется из
уравнения:
K = k
2
2
(^ПЛ-^ф)
[£ + (/3-/пл)с]Р
СМ • мин
(52)
где /Пл — температура плавления, °C;
/ф — температура нагрева формы перед заливкой, °C;
Ьф — коэффициент тепловой диффузии или тепловой аккуму-
ляции формы, вт!(м2-град) [ккал(м2-ч • град)] (Ьф =
= j//cp . гДе X, с и р — соответственно теплопровод-
23 В С. Юдкин	353
ность, теплоемкость и плотность материала литейной
формы; для песчано-глинистых форм Ьф = 17,1);
L — скрытая теплота кристаллизации металла, дж/кг
(ккал/кг);
к— коэффициент пропорциональности, изменяющийся в пре-
делах 0,6—1,2 (для сплавов цветных металлов k = 1);
— температура заливки металла, °C;
•с— теплоемкость металла дж/ (кг-град) [ккал/(кг* град)];
ю — плотность металла после затвердевания, н/м3.
Рис. Ю6. Расчет высоты
прибыли [43]
При заливке в сырые формы зна-
чение К несколько выше (примерно на
1 —1,5%), чем при заливке в сухие
формы. Однако чем толще стенки от-
ливки, тем меньше относительное
влияние сырой формы на увеличение
скорости охлаждения.
Константа кристаллизации при за-
ливке в металлические формы в 2,5—
3,8 раза больше, чем в песчаные (в за-
висимости от степени подогрева коки-
лей, их конструкции и применяемой
краски).
При расчетах константу кристал-
лизации К удрбъее выражать в
см-мин поэтому вводится сомножи-
„	( 100
тель, равный 12,9
Фактически высота прибыли в отливках равна
(рис. 106):
^пр = Л. + Лж + Лм + h3 — h + Лп,
где Яцр — полная высота прибыли, см;
h — высота усадочной раковины в прибыли, см;
hw — высота сферической вогнутости (внешняя усадочная
раковина), см;
Лм —толщина моста (затвердевший металл) над ракови-
ной, см;
h3—резервная высота прибыли, компенсирующая неплот-
ность металла под нижней частью усадочной ракови-
ны и выводящая загрязнения всплывающих неметал-
лических включений, см;
hn — добавочная высота прибыли, см.
Для сплавов цветных металлов прибавку hn принимают рав-
ной 1,5, для чугуна 3,5 и для стали 4 см.
354
Таким образом, полная высота прибыли с учетом прибавки в
общем виде будет определяться по следующей формуле:
ЯПР = A(2Vq-KM^) + Лп	(53)
^пр
В случае литья деталей с большим отношением объема к по-
верхности (например, детали слиткового типа) при непродолжи-
тельной заливке выражение КМ /Устремится к нулю и им мож-
но пренебречь. Тогда формула (53) будет иметь более простой
вид:
Япр = -^ + Лп-	(54)
dnp
В табл. 24 приведены некоторые значения основных расчет-
ных коэффициентов.
Таблица 24
ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА УСАДКИ ау, КОНСТАНТЫ КРИСТАЛЛИЗАЦИИ X
И КОЭФФИЦИЕНТА А ДЛЯ НЕКОТОРЫХ СПЛАВОВ
Сплав	ау %	К, при литье		А при заливке	
		см-мт	1 2 н		
		в песчаные формы	в кокиль	снизу (п=0,5)	сверху (п=0,6)
Алюминиевые сплавы	2,0 (0.02)	0,6	2,0	0,239	0,142
Магниевые сплавы	3,0 (0,030)	0,454	1,6	0,358	0,212
Медные сплавы: оловянистые бронзы кремнистые бронзы и латуни алюминиевые бронзы и марганцевые лату- ни	1,25 (0,0125) 2,50 (0,025) 3,5 (0,035)	0,450	1,4	0,149 0,297 0,417	0,081 0,177 0,248
Чугун	2,0 (0,0120)	0,50	1,50	0,239	0,142
Сталь	3,0 (0,030)	0,645	2,0	0,358	0,212
♦ Значения а у в скобках относятся к абсолютной величине объемной усадки.					
Кроме описанных методов расчета прибылей, имеется и ряд
других методов, которые можно найти в специальной литературе.
23*	355
Однако следует отметить, что из всех существующих в нас-
тоящее время методов расчета прибылей достаточно надежного
метода еще нет. Поэтому в большинстве случаев прибыли уста-
навливаются со значительным запасом, и нередко расход метал-
ла на прибыли составляет 100% и более от массы литого изде-
лия.
Кроме установки прибылей, избежать концентрированных
усадочных раковин можно путем регулирования скорости охлаж-
дения отдельных узлов отливки. Для этой цели применяют ме-
таллические холодильники, формовочные смеси разной теплопро-
водности и теплоизоляционные краски.
62. ДЕФОРМАЦИЯ И НАПРЯЖЕНИЯ
Общие понятия
Деформацией принято называть изменение размеров и фор-
мы изделия под действием внешних сил или температуры. Разли-
чают два вида деформации: упругую и пластическую.
Упругая деформация после снятия нагрузки исчезает, тогда
как пластическая остается.
Напряжением называется величина внутренних сил, приходя-
щаяся на единицу площади изделия. Эти внутренние силы вызы-
вают деформации и разрушения в изделиях.
При формировании отливки в литейной форме в ней возника-
ют как временные, так и остаточные внутренние напряжения, ко-
торые влияют на ее качество. Литейные внутренние напряжения
могут быть механическими/возникающими в результате механи-
ческого торможения усадки, и термическими, возникающими
вследствие охлаждения отдельных частей отливки с разной ско-
ростью.
Внутренние напряжения в отливках образуются в твердом со-
стоянии в области температур упругих деформаций, где исклю-
чается возможность разрядки напряжения за счет пластической
деформации.
Внутренние напряжения в отливке в процессе ее охлаждения
в литейной форме могут быть различной величины и служат при-
чиной образования многих дефектов деформационного происхож-
дения (коробление, горячие и холодные трещины).
Если величина напряжений превысит предел текучести метал-
ла, отливка будет испытывать пластическую деформацию без ис-
кажения размеров. Пластические деформации разряжают внут-
ренние напряжения. Если напряжения превысят предел прочно-
сти, металл отливки будет разрушаться с образованием трещин.
В случае, когда упругие деформации растяжения и сжатия могут
уравновесить друг друга и не исчезнуть после полного охлажде-
ния отливки, внутренние напряжения в отливке будут остаточ-
ными.
356
При наличии остаточных напряжений в отливке в зависимо-
сти от объема, в котором напряжение уравновешивается, могут
возникнуть три рода напряжений.
1.	Напряжения, уравновешивающиеся в пределах объема всей
отливки, которые принято называть зональными (макроскопиче-
скими) или напряжениями первого рода.
2.	Напряжения, уравновешивающиеся в пределах одного кри-
сталлита, которые принято называть микроскопическими или
напряжениями второго рода.
3.	Напряжения, уравновешивающиеся в пределах одной или
нескольких кристаллических решеток, которые принято называть
субмикроскопическими, или напряжениями третьего рода.
В практике литейного производства наибольшее значение
имеют напряжения первого рода.
Остаточные напряжения в отливке в зависимости от причин
их возникновения делят на следующие три вида:
1.	Термические, которые являются следствием неравномерно-
го изменения объема под влиянием только разности температур
смежных слоев отливки (внешнего и внутреннего) или элемен-
тов конструкции отливки, связанных друг с другом. Элемент от-
ливки, охлаждающийся с повышенной скоростью и в большей
степени сокращающий свои размеры, оказывается растянутым.
Элемент, охлаждающийся с пониженной скоростью и в меньшей
степени сокращающий свои размеры, оказывается сжатым. Эти
деформации вызывают коробление отливки, смещение частей
и т. п.
2.	Фазовые, обусловливаемые не одновременным протека-
нием фазовых превращений по сечению отливки.
3.	Усадочные, обусловливаемые механическим торможением
усадки, обычно только временные, пока действуют силы тормо-
жения. Эти деформации и напряжения отличаются от термичес-
ких напряжений тем, что они вызываются внешними, по отноше-
нию к отливке, силами, причем во всех частях отливки они имеют
только растягивающий характер. Они приводят к увеличению ли-
нейных размеров отливки. После освобождения отливки из фор-
мы и от стержней, когда силы, вызывающие торможение усадки,
устраняются, усадочные напряжения в отливке обычно сни-
маются.
Деформации в отливке от механического торможения усадки
со стороны литейной формы чаще всего имеют место при фасон-
ном литье и очень редко наблюдаются при слитковом литье. Де-
формации слитка могут быть вызваны только в случае литья в
разъемные изложницы при деформации последней. При литье
слитков полунепрерывным и непрерывным методом деформации
и напряжения в слитках могут быть вызваны только под влия-
нием внутренних сил, которые бывают настолько значительными,
что вызывают появление внутри слитков трещин.
357
В практике производства литых изделий (слитков и фасонных
отливок) из различных сплавов очень часто приходится наблю-
дать случаи образования горячих и холодных трещин и коробле-
ние еще в процессе литья. Эти дефекты вызываются деформа-
циями, возникшими под действием внутренних и внешних сил.
Механизм возникновения внутренних напряжений в отливке
В затвердевших и перешедших в упругое состояние отливках
вследствие термического торможения усадки возникают внутрен-
ние напряжения.
Механизм возникновения внутренних термических напряже-
ний в отливке, остывающей в литейной форме, сводится к следу-
ющему.
Для простоты рассуждений предполагается, что отливка со-
стоит из двух элементов в виде брусков различного сечения: тон-
кого 1 и толстого 2 (рис. 107, а). В процессе заливки температу-
ра обоих элементов отливки будет одинаковой.
Элементы отливки 1 и 2 имеют одинаковую начальную длину
/о. При охлаждении отливки более толстый элемент 2 будет ох-
лаждаться медленнее, чем тонкий элемент 1. Следовательно, в
каждый данный момент охлаждения отливки, за исключением
начального и конечного моментов охлаждения, температура эле-
мента 2 будет выше температуры элемента /. в результате чего
коэффициенты линейной усадки этих элементов будут иметь раз-
личные значения. Длина любого элемента отливки при охлаж-
дении может быть выражена уравнением
Z^/0(l +аДГ),	(55>
где Zo — первоначальная длина элемента отливки, см;
а — коэффициент линейной усадки, град.-1;
ДГ — разность температур начального и рассматриваемого
состояния системы.
Но так как элементы отливки связаны между собой, то изме-
ние длины будет происходить по более сложному закону.
В зависимости от продолжительности охлаждения изменения
температуры в толстом и тонком элементах отливки будут харак-
теризоваться кривыми, показанными на рис. 107, б.
На рис. 107, б видно, что скорость охлаждения тонкого эле-
мента 1 значительно превышает скорость охлаждения толстого
элемента 2. Элемент 1 охлаждается до температуры 7\ за время
П, а элемент 2 — за время т2(ti < Т2) •
Для выяснения главнейших зависимостей между деформа-
цией и температурой необходимо рассмотреть три этапа охлажде-
ния отливки (рис. 107, в).
Первый этап — охлаждение происходит в условиях только
пластических деформаций (до момента времени ti). В данном
случае обе части (/ и 2) отливки находятся в пластическом со-
358
стоянии. Тонкая часть отливки более охлаждена, но ее усадке
будет препятствовать более толстая часть отливки, охлаждаю-
щаяся медленнее. При этом тонкая часть отливки будет пласти-
чески растянута, а толстая — пластически сжата.
Рис. 107. Диаграмма для определения внутренних напряже-
ний в отливках:
а — эскиз отливки; б — в — кривые изменения температу-
ры и усадки тонкого / и толстого 2 элементов отливки в
зависимости от времени
Разная скорость охлаждения толстой и тонкой частей отлив-
ки вызывает деформацию, но так как обе части находятся в пла-
стическом состоянии, то напряжений в отливке не возникнет.
Второй этап — охлаждение отливки происходит в условиях
пластических и упругих деформаций (от момента времени п до
359
момента т2), т. е. тонкая часть отливки перешла в упругое со-
стояние, а толстая часть отливки сохранила еще более высокую
температуру и продолжает оставаться в пластическом состоя-
нии.
При этом кривая FIN. характеризующая действительную усад-
ку, становится параллельной кривой усадки тонкой части отлив-
ки. Несмотря на то, что тонкая часть отливки находится в упру-
гом состоянии, в ней никаких напряжений не образуется.
Третий этап — переход толстой части отливки в упругое со-
стояние (после момента времени Т2). С этого момента вся отлив-
ка находится в упругом состоянии.
Если бы тонкая и толстая части отливки не были соединены
между собой, они продолжали бы сокращаться (рис. 107, в):
тонкая часть — по кривой Af/G, параллельной £>/<, а толстая
часть — по кривой 7V/C2, параллельной СК, так как с уничтоже-
нием причины торможения кривые заторможенной усадки стано-
вятся параллельными кривой свободной усадки. В этом случае
тонкая и толстая части отливки сохранили бы полученные ими
пластические деформации и были бы свободны от напряжений.
Но так как части отливки связаны в единую жесткую систему,
то изменение длин частей отливки пойдет по кривой NK, лежа-
щей между кривыми свободной усадки. Следовательно, в тонкой
и толстой частях отливки возникнут упругие деформации, обрат-
ные по знаку пластическим деформациям, но равные им по абсо-
лютной величине вследствие параллельности кривых: KKi =
= — ND; КК2 = +NC.
Из этого следует, что если в отливках при температуре пла-
стической деформации толстые части отливок были пластично
сжаты, а тонкие пластично растянуты, то при температуре упру-
гой деформации толстые части отливки будут упруго растянуты,
а тонкие части — упруго сжаты.
Таким образом, конечные остаточные напряжения отливки
после полного ее охлаждения пропорциональны относительным
деформациям и равны тем напряжениям, которые возникают в
момент перехода из области пластических в область упругих де-
формаций.
Величина остаточных напряжений в отливке зависит от рас-
пределения температур в отдельных элементах отливки в момент
перехода более нагретого элемента в область упругих деформа-
ций. Чем меньше разница в температурах отдельных элементов
отливки, тем меньше термические напряжения. Следовательно,
для уменьшения внутренних напряжений необходимо стремиться
к минимальной разности температур, особенно в момент перехо-
да из области пластических в область упругих деформаций, т. е.
необходимо стремиться к одинаковой скорости охлаждения всех
частей отливки.
Рассмотренные схемы охлаждения отливки в литейной форме
объясняют не только процесс образования внутренних остаточных
360
напряжений в отливках сложной конфигурации с различными по
толщине стенками, но и в отливках с однородным сечением.
Процесс образования остаточных внутренних термических на-
пряжений в однородной по сечению отливке аналогичен рассмот-
ренному выше процессу образования остаточных внутренних на-
пряжений в отливке с неоднородным сечением. В данном случае
можно добавить следующее. В процессе формирования отливки
в литейной форме скорость охлаждения отдельных слоев ее ме-
няется следующим образом: в начальный период быстрее охлаж-
даются наружные слои и медленнее — внутренние и, наоборот, в
конечный период быстрее охлаждаются внутренние слои и мед-
леннее— наружные. С изменением скорости охлаждения наруж-
ных и внутренних слоев отливки в различные периоды изменяет-
ся и длина слоев как в области пластических, так и в области
упругих деформаций. Слои, которые охлаждаются с большей ско-
ростью, будут испытывать растягивающие деформации и, нао-
борот, слои, которые охлаждаются с меньшей скоростью, будут
испытывать деформации сжатия. В результате внешние слои от-
ливки будут сжаты и иметь напряжения сжатия, а центральная
часть будет растянута и иметь напряжения растяжения.
Таким образом, в отливках с однородным и неоднородным се-
чением имеет место образование остаточных термических напря-
жений, а также не исключена возможность образования различ-
ных дефектов в отливке, связанных с наличием внутренних тер-
мических напряжений (трещин, разрывов, короблений и др.).
Для оценки внутренних напряжений в отливках применяются
технологические пробы, представляющие собой связанные систе-
мы с элементами различной толщины и имеющие чаще всего
форму рамки (рис. 108). При затвердевании и охлаждении такой
пробы в ней должны возникнуть внутренние напряжения. При
разрезании напряженного элемента (за счет снятия напряжений)
происходит деформация пробы, измерение которой позволяет рас-
считать напряжение.
Н. Г. Гиршович [39] для расчета напряжений, возникающих в
связанной системе, состоящей из брусков различного сечения,
рекомендует применять следующие формулы:
а _ I aERJy ।_______ / /у X*1
1	+	\ t3 )
Яг
------aER^y Г J _ /
+	1	\ ta )
где о, и а2 — напряжения в тонком и толстом брусках (минус
означает сжимающее усилие, плюс — растяги-
вающее) , н/м2 (кГ/мм2);
а — коэффициент линейного расширения в упругой
области, град.-1;
361
ty — температура перехода из пластической области
в упругую, °C;
t3 — температура заливки, °C;
К — коэффициент, учитывающий условия теплопе-
редачи (равен 1—2);
S — коэффициент, учитывающий образование плас-
тических деформаций в упругой области (в за-
висимости от абсолютного значения величины
напряжений равен 1—2,5);
Е — модуль упругости, н/Л£2 (кГ!мм2)\
и /?2 — приведенные толщины тонкого и толстого брус-
ков, мм.
мических напряжений в отливках:
Рис. 108. Технологические пробы для определения тер-
а — технологическая проба-рамка; б — кольцевая
проба
Из приведенных формул следует, что напряжения в системе
увеличиваются при условии возрастания модуля упругости, ко-
эффициента линейного расширения в упругой области и отноше-
ния приведенных толщин толстого и тонкого брусков, а также
температуры начала охлаждения отливки или уменьшения значе-
ний коэффициентов К и S.
Напряжения в одном бруске, представляющем собой связан-
ную систему, состоящую из различных слоев, охлаждающихся с
различной скоростью, определяются выражением
аЕ&Т	/со\
о =-------,	(58)
2(1—Ю
где ДТ — перепад температур по сечению бруска в момент пере-
хода из пластической области в упругую (ДГ = Т2 — Л,
где 7\ и Т2— температуры различных слоев отливки);
ц— коэффициент Пуассона (ц = 0,4).
Главным фактором, определяющим величину напряжений в
отливке, является ее конструкция. Последней определяется преж-
362
де всего разность температур различных частей отливки в мо-
мент перехода всей отливки из области пластических деформа-
ций в область упругих деформаций.
Известно, что напряжение в каждый данный момент охлаж-
дения будет зависеть от разности температур толстых и тонких
частей (периферийных и сердцевидных слоев) отливки. Следо-
вательно, самой действенной мерой борьбы с остаточными напря-
жениями в отливке при ее охлаждении будет являться изменение
перепада температур в момент перехода из области пластичес-
ких деформаций в область упругих деформаций. Чем меньше эта
разность, тем меньше остаточные термические напряжения, и при
нулевом ее значении (что возможно при Т% = Л) остаточные на-
пряжения в отливке будут отсутствовать. Этот идеальный случай
может быть только при весьма медленном охлаждении, что в
производственных условиях применяется весьма редко, так как
медленное охлаждение ведет к огрубению структуры металла и
значительно понижает механические свойства. Наиболее целе-
сообразны в этом отношении мероприятия, регулирующие отвод
тепла от отдельных частей отливки (теплоизоляция или захола-
живание), и соответствующее конструктивное оформление от-
ливки.
При конструировании отливки и разработке литейной техно-
логии необходимо стремиться к тому, чтобы обеспечить мини-
мальную разность температур между различными частями отлив-
ки, т. е. по возможности обеспечить одинаковую скорость охлаж-
дения всех частей отливки.
Основным и наиболее характерным критерием скорости ох-
лаждения отливки является отношение периметра Р к площади
сечения F или отношение объема отливки к ее поверхности. От-
ношение периметра к площади сечения характеризует отношение
поверхности отвода тепла к теплосодержанию. Этот критерий
скорости охлаждения считается целесообразным применять толь-
ко при большой длине отливки. Для квадратных и круглых сече-
ний это отношение пропорционально толщине, т. е. стороне
или диаметру сечения. В этих частных случаях скорость охлаж-
дения характеризуется ее толщиной. В случае литья отливок ма-
лой длины критерием скорости охлаждения рекомендуется прини-
мать отношение объема отливки к ее поверхности.
Минимальные термические напряжения в отливке могут быть
только в том случае, если отношение объема отливки к ее поверх-
ности во всех частях отливки будет одинаковым. Это может быть
достигнуто только при наличии равномерной толщины стенок от-
ливки. Есди по конструктивным соображениям это невозможно
сделать, тогда прибегают к искусственному увеличению скорости
охлаждения массивных частей или к искусственному уменьше-
нию скорости охлаждения тонких частей.
363
На образование напряжений в отливке весьма значительное
влияние оказывает материал литейной формы. Он прежде всего
определяет интенсивность теплообмена между стенкой формы и
охлаждающимся в форме металлом.
Интенсивность теплообмена между формой и отливкой оказы-
вает большое влияние на процесс образования термических на-
пряжений в отливке. Чем интенсивнее идет теплообмен между го-
рячей отливкой и стенками формы, тем больше будет перепад
температур в элементах отливки, а следовательно, тем в большей
степени будут проявляться внутренние термические напряжения
в отливке.
Интенсивность теплообмена между формой и охлаждающейся
в ней отливкой определяются теплопроводностью материала фор-
мы. Поэтому в металлических формах, отводящих тепло с боль-
шей скоростью, чем песчаные формы, опасность возникновения
напряжений в отливке значительно больше. Особенно велик пе-
репад температур в отливке при охлаждении ее в металлической
форме, не имеющей покрытия. Нанесение на рабочую поверх-
ность формы теплопроводной краски предохраняет отливку от
слишком резкого охлаждения и от возникновения больших тер-
мических напряжений в отливке.
При разработке литейной технологии при литье в металличе-
ские формы и при литье в песчаные формы необходимо добивать-
ся таких условий литья, которые бы снижали до минимума оста-
точные напряжения в отливке. Минимальные внутренние напря-
жения в отливке могут быть получены при условии правильной
разработки литейной технологии и строгого выполнения ее в про-
цессе производства.
Временные напряжения в отливке
Деформации и напряжения в отливке, вызванные при охлаж-
дении ее в литейной форме механическим торможением усадки,
называют усадочными или временными напряжениями.
Деформации и напряжения в отливках могут возникнуть при
литье в металлические и неметаллические формы. Они могут быть
вызваны следующими причинами: 1) торможением усадки со-
стороны формы и стержней и отдельных частей отливки; 2) ис-
кусственными стяжками, ложными ребрами и подучившимися
при заливке формы облоями и заливами; 3) литниково-прибыль-
ной системой и другими служебными частями отливки; 4) в про-
цессе отделочных операций при отделении литниково-прибыль-
ной системы от отливки (при термической обработке, механиче-
ской обработке и др.).
Усадочные деформации и напряжения, вызванные торможе-
нием усадки отливки формой, в противоположность внутренним
термическим напряжениям, наиболее опасны в начальный период
охлаждения. Они возникают с момента начала линейной усадки
364
в интервале температур между ликвидусом и солидусом, достига-
ют наибольшей величины в момент выравнивания температур от-
ливки и формы. С этого момента они либо совсем не возрастают,
либо увеличиваются в сравнительно малой степени (вследствие
разных коэффициентов температурного расширения). Деформа-
ции особенно велики при охлаждении отливки в металлической
форме [24]. В песочной форме деформации и напряжения значи-
тельно ниже, так как форма податлива и в меньшей степени за-
тормаживает усадку. Деформации и напряжения от затрудненной
усадки так же, как и термические напряжения, зависят от конст-
рукции отливки. Чем сложнее конструкция отливки, тем большие
возникают в ней деформации и напряжения. Возникающие
Рис. 109. Линейная усадка отливок различной конфигурации:
а — свободная усадка; б — затрудненная усадка
вследствие затрудненной усадки деформации приводят к тому,
что фактическая величина линейной усадки отливки оказывается
меньше, чем линейная усадка в свободном состоянии, а также
значительно меньше теоретической ее величины, определенной с
учетом коэффициента линейной усадки данного сплава. На
рис. 109 даны схемы свободной и затрудненной усадки отливок.
Формы для отливок имеют одинаковую длину. Отливки, отли-
тые в эти формы, после окончательного охлаждения будут иметь
разные длины. Отливка б вследствие затрудненной усадки будет
иметь большую длину, чем отливка а, которая охлаждалась сво-
бодно. Величина усадочных напряжений в отливке при охлажде-
нии ее в форме главным образом обусловливается степенью де-
формации литейной формы. Чем более податлива литейная фор-
ма, тем меньше она тормозит усадку отливки и тем меньше
в отливке будут возникать усадочные напряжения. Величина этих
напряжений может быть определена по формуле
ау = Е (в — /С) н/м2 (кГ/мм2),	(59)
где 8 — величина относительного сжатия при свободной усад-
ке, %;
К — относительная деформация формы или стержня, %.
Из формулы следует, что при ft = е <ту = 0, т. е. напряжения в
отливке по вине формы возникать не будут. При К = 0, т. е. в слу-
чае, когда форма и особенно стержень обладают неизменностью
размеров (абсолютно не податливы) в период охлаждения от-
365
ливки в форме, в отливке возникают максимальные напряжения
Отах = которые очень часто приводят к образованию трещин.
Таким образом, чтобы уменьшить деформации и напряжения в
отливке, вызываемые затрудненной усадкой в форме, необходи-
мо, чтобы технология изготовления формы и особенно стержней
обеспечивала хорошую их податливость и по возможности сле-
дует прибегать к раннему разрушению стержней и отдельных
частей форм, тормозящих усадку отливки. В случае охлаждения
отливки в металлической форме, которая по своей природе явля-
ется абсолютно неподатливой, необходимо стремиться по воз-
можности к меньшей выдержке и быстрому освобождению ее из
формы.
Усадочные или временные напряжения, вызванные торможе-
нием усадки формой, являются всегда разрывающими, вследст-
вие чего они увеличивают термические остаточные напряжения
в толстых частях отливки и уменьшают в тонких ее частях.
Следует отметить, что остаточные напряжения в отливке, вы-
званные затрудненной усадкой, всегда являются положительны-
ми (растягивающими) в тонких.и отрицательными (сжимающи-
ми) в толстых частях отливки, т. е. обратны по знаку остаточным
термическим напряжениям.
Коробление
Короблением называется изменение формы и размеров изде-
лия, которое происходит в результате наличия внутренних на-
пряжений, возникающих при различных производственных про-
цессах (литье, термообработке, обработке резанием и т. д.).
Коробление возникает в том случае, если растягивающие и
сжимающие напряжения в изделиях (в том числе и в отливках)
превосходят предел текучести, но меньше предела прочности.
Оно может происходить либо во время охлаждения, либо позд-
нее, в процессе механической обработки резанием, а также при
эксплуатации.
Процесс коробления при определенных условиях может про-
должаться в течение нескольких месяцев.
Коробление отливки будет проявляться тем в большей степе-
ни, чем разнороднее отливка по сечению и чем больше скорость
ее охлаждения. Высокая скорость охлаждения обусловливает
большую разность температур между отдельными неравными се-
чениями отливки, а следовательно, неравномерное охлаждение и
различную их усадку. Последняя может быть причиной короб-
ления отливки. Коробление отливки может быть также вызвано
сопротивлением литейной формы свободной усадке отдельных
частей отливки. Поэтому своевременное освобождение отливки
из формы (особенно из металлической), с одной стороны, будет
уменьшать опасность возникновения коробления, а с другой сто-
роны, чрезмерно ранняя выбивка отливки из формы будет увели-
366
чивать опасность возникновения коробления отливки вследствие
увеличения скорости охлаждения. Отливки со сложными усло-
виями желательно по возможности оставлять более длительное
время в форме. Коробление часто лежит в пределах допусков, но
бывают случаи, когда коробление выходит за их пределы, осо-
бенно в деталях точного машиностроения, где незначительное
коробление недопустимо.
Снятие остаточных напряжений
Остаточные напряжения в отливках могут быть опасными,
особенно в'нагруженных деталях машин, так как при конструк-
тивных расчетах величину остаточных напряжений трудно учесть
точно. Поэтому во всех случаях отливки с наличием остаточных
напряжений должны подвергаться отжигу для снятия или значи-
тельного снижения этих напряжений. Режим отжига для каж-
дого сплава подбирается опытным путем. Температура отжига
должна быть выбрана такой, при которой происходили бы внут-
ренние пластические деформации, снимающие напряжения.
Нагрев напряженной отливки, а также последующее охлаж-
дение ее необходимо производить с такими скоростями, которые
бы исключали появление в ней временных термических напря-
жений. Нагрев и охлаждение должны быть медленными.
Снятие остаточных напряжений в отливках при помощи теп-
ловой обработки не во всех случаях может быть применимо, так
как нагрев некоторых сплавов приводит к повышению их проч-
ности уже при низких температурах, и, таким образом, снятия
напряжений не происходит.
Примером могут служить некоторые алюминиевые сплавы.
Большой интерес представляет термомеханический способ снятия
остаточных напряжений в отливках. Этот способ опробован на
отливках из алюминиевых сплавов и в настоящее время имеет
промышленное применение. Сущность этого способа заключает-
ся в следующем: деталь после закалки перед старением подвер-
гается глубокому охлаждению. После определенной выдержки в
охлаждающей среде обрабатываемая деталь обдувается с боль-
шой скоростью перегретым паром. В качестве охлаждающей сре-
ды применяется жидкий азот (—196° С). В результате такой об-
работки возникают остаточные напряжения обратного знака,
которые гасят напряжения в отливке, возникшие при литье. При
этом напряжения снижаются более чем на 80%.
Остаточные напряжения в отливке могут быть также умень-
шены под действием вибрации.
Меры борьбы с напряжениями в отливках
Изготовить отливку без остаточных напряжений — это значит
исключить все причины, обусловливающие возникновение этих
напряжений в процессе охлаждения отливки.
367
Напряжения в отливке, как известно, могут быть вызваны
двумя причинами:
1) неравномерным распределением температур в отливке;
2) затруднением усадки вследствие сопротивления литейной
формы.
Следовательно, борьба с внутренними напряжениями в от-
ливках должна вестись в двух направлениях; во-первых, созда-
нием таких технологических условий охлаждения отливки, кото-
рые бы способствовали значительному уменьшению величины
возникающих деформаций; во-вторых, уменьшением остаточных
напряжений соответствующей обработкой отливки.
Самая действенная мера борьбы с остаточными напряжения-
ми в отливке — устранение отставания охлаждения одних частей
отливки относительно других (уменьшение перепада темпера-
тур), особенно при переходе сплава из пластического состояния
в упругое. Известно, что лучшим случаем охлаждения отливки,
обеспечивающим отсутствие напряжений, является тот, когда
обеспечивается охлаждение всех частей отливки с одинаковой
скоростью.
Следовательно, чем меньше будет достигнут перепад темпе-
ратур в отдельных частях отливки при ее охлаждении, тем мень-
ше будут возникать внутренние напряжения.
Напряжение тем меньше, чем меньше разность сечений мас-
сивных и тонких частей отливки.
Таким образом, борьба с возникновением внутренних напря-
жений в отливке должна начинаться с момента конструирования
детали и разработки литейной технологии. При конструировании
литой детали и разработке литейной технологии необходимо
стремиться к обеспечению минимальной разности температур
между отдельными частями отливки и минимальной сопротив-
ляемости формы в процессе охлаждения.
В тех случаях, когда перечисленные выше мероприятия (кон-
структивные и технологические) не обеспечивают устранения
внутренних напряжений в отливке в процессе ее формирования
и последующего охлаждения, для снятия остаточных напряже-
ний в ней необходимо применять соответствующую тепловую об-
работку.
В заключение следует отметить, что Л. С. Константинов в сво-
их работах [45] опровергает представление о том, что остаточные
напряжения в отливках начинают развиваться только лишь с
момента перехода металла из пластического состояния в
упругое.
Он проанализировал процесс образования внутренних напря-
жений в отливках в области пластического состояния и пришел
к выводу, что термические напряжения начинают развиваться в
отливке не с момента перехода из пластической области в упру-
гую, а с момента перехода металла в твердое состояние. Дефор-
мации и трещины при определенных условиях могут возникнуть
368
в металле при любых температурах. Возникновение напряжений
в пластической области может изменять линейную усадку отлив-
ки, даже если эта усадка совершенно не тормозилась формой.
Остаточные напряжения в слитках
Деформации и термические напряжения в слитках возникают
при неравномерном распределении температур в различных сло-
ях слитка при его затвердевании. Слои, примыкающие к стенкам
изложницы (или кристаллизатора), охлаждаются быстрее внут-
ренних. Создавшаяся при этом разница температур по сечению
слитка будет наибольшей в первые моменты формирования
слитка. В дальнейшем, по мере охлаждения слитка, разница
температур в наружных и внутренних слоях будет уменьшаться,
но все же и тогда может достигнуть значительной величины.
,Так как охлаждающиеся слои стремятся уменьшить свои раз-
меры, они будут оказывать давление на внутренние слои, имею-
щие более высокую температуру; в свою очередь слои, имеющие
более высокую температуру, будут оказывать сопротивление
охлаждающимся слоям, не дадут им принять размеры, соответ-
ствующие их более низкой температуре, и будут растягивать их.
В результате .в затвердевшем слитке произойдут деформации
пластические и упругие. Упругие деформации растяжения и сжа-
тия уравновесят друг друга и не исчезнут после полного охлаж-
дения слитка до температуры окружающей среды (остаточные
термические напряжения).
В случае литья в изложницы деформации и напряжения в
слитке могут возникать не только вследствие неравномерного
распределения температур в различных слоях слитка, но и вслед-
ствие того, что изложница оказывает некоторое сопротивление
усадке слитка. Это сопротивление может быть вызвано выступа-
ми и шероховатостью изложницы, деформацией последней, обра-
зованием заливов, трещин или щели по месту разъема.
Термические напряжения в слитке тем больше, чем больше
температурный градиент при его охлаждении. Особенно боль-
шой температурный градиент наблюдается при непрерывном ли-
тье слитков с непосредственным охлаждением водой. В этом
случае фактически коэффициент линейной усадки значительно
превышает теоретическую его величину. В результате внутрен-
ние слои цилиндрических и квадратных слитков оказываются
растянутыми, а наружные — сжатыми [50].
Интенсивное охлаждение слитка водой при непрерывном ли-
тье, как отмечается в трудах В. И. Добаткина и А. В. Ливанова,
настолько усиливает термические напряжения, что может при-
вести к раскалыванию пополам слитка очень большого сечения.
Величина напряжений существенно зависит от состава спла-
ва и диаметра слитка. С увеличением диаметра слитка остаточ-
ные напряжения возрастают. Например, с увеличением диаметра
24 В. с. Юдкин	369
слитков сплава Д16 со 100 до 420 мм тангенциальные растяги-
вающие напряжения возрастают в центре слитка более чем в три
раза, а сжимающие у поверхности — почти в два раза [46].
Наибольшие остаточные напряжения в слитках из деформи-
рованных алюминиевых сплавов. Так, например, в центральной
части слитка диаметром 280 мм у сплава В95 напряжения почти
в пять раз больше, чем у сплава АВ, и в два с половиной раза
больше, чем в слитке сплава Д1. В слитках большого диаметра
величина остаточных напряжений приближается к значениям
предела текучести сплава.
§ 63. ТРЕЩИНЫ
Трещинами называют разрывы в теле отливки. Различают
два вида трещин : горячие (кристаллизационные) и холодные.
Под горячими трещинами принято понимать нарушение
сплошности отливки в виде надрывов в процессе кристаллизации
и усадки металла при переходе из жидкого состояния в твердое.
Горячие трещины проходят по границам кристаллов и имеют
сильно окисленную поверхность.
Под холодными трещинами принято понимать нарушение
сплошности отливки в виде надрывов, образующихся при более
низких температурах, когда отливка полностью затвердела и в
металле преобладают упругие свойства. Холодные трещины про-
ходят по кристаллу и имеют неокисленную поверхность.
Горячие трещины и механизм их образования
Горячие трещины образуются в отливках в тот момент, когда
в них преобладают пластические свойства и силы усадочных на-
пряжений превосходят силы межзеренных связей.
Согласно теории Пиллинга, образование горячих трещин объ-
ясняется наличием напряженного состояния между кристалли-
тами, вызванного усадкой и отсутствием тонкой межкристаллит-
ной жидкой прослойки.
В момент, когда происходит формирование кристаллической
структуры, по мнению многих ученых, трещины «залечиваются»
(заплывают) притоком жидкого металла изнутри (рис. НО). Од-
нако процесс «залечивания» трещин может продолжаться только
до тех пор, пока существует изнутри приток жидкости, способ-
ный продолжать наращивание кристаллизующегося слоя. При
достижении жидким металлом вблизи трещины температуры ну-
левой жидкотекучести приток жидкости в полость трещины пре-
кращается; трещины остаются незаполненными жидким метал-
лом. С этого момента начинается формирование трещины.
В полость трещины проникают газы, которые окисляют ее
поверхность. Предполагается, что окончательно межкристаллит-
ное разрушение (отрыв кристаллов друг от друга) происходит в
370
момент полной кристаллизации межкристаллитной жидкой фазы
вблизи трещин. На образование горячих трещин от затрудненной
усадки в этом случае большое влияние оказывает прочность
межкристаллитной прослойки при температуре, близкой к тем-
пературе солидуса. Чем прочнее она, тем меньше вероятность
образования горячих трещин.
Исследованиями установлено, что кинетика образования го-
рячих трещин от затрудненной усадки сопровождается двумя
процессами, протекающими параллельно: 1) развитием линейной
Рис. ПО. Микроструктура горячей трещины, заполненная эвтектикой; сплав
системы А!— Си [24]
усадки отливки и возникновением тормозящих усилий со сторо-
ны формы по мере ее охлаждения; 2) увеличением толщины
твердого слоя отливки и его прочности в ходе кристаллизации.
Когда напряжение от затрудненной усадки превзойдет прочность
корки, последняя разорвется и в отливке возникнет трещина.
Факторы, влияющие на образование горячих трещин в литых
изделиях от затрудненной усадки, можно разделить на две груп-
пы: 1) внутренние, которые обусловливаются свойствами метал-
ла и сплава; 2) внешними, которые обусловливаются конструк-
цией отливки и технологическими приемами.
Влияние внутренних факторов на образование горячих тре-
щин. Внутренние факторы, оказывающие значительное влияние
на образование горячих трещин в отливке,— химический состав,
прочность и пластичность сплава.
Химический состав определяет склонность сплава к образо-
ванию горячих трещин. В. И. Добаткин [47] отмечает, что горяче-
ломкость сплава определяется главным образом содержанием
легирующих элементов в нем. Все легирующие добавки, способ-
24*	371
ствующие измельчению зерен, уменьшают брак отливок по го-
рячим трещинам. Таким образом, регулирование состава сплава
по легирующим компонентам и примесям может оказать влияние
на изменение эффективного интервала кристаллизации, пластич-
ность сплава при температурах выше солидуса и способность к
«залечиванию» усадочных трещин [48, с. 189—194]. Например,
регулируя содержание кремния и железа, понижают горяче-
ломкость алюминия и его сплавов при непрерывном литье слит-
ков. В. И. Добаткин и другие исследователи отмечают, что тре-
щины возникают в том случае, когда при содержании кремния в
алюминии выше содержания железа и, наоборот, при содержа-
нии железа выше содержания кремния на 0,02—0,05% появле-
ние горячих трещин в слитке сводится к минимуму. Это объясня-
ется действием этих примесей на пластичность сплава в твердо-
жидком состоянии. Область малой пластичности при этом
распространяется на меньший интервал температур, в связи с чем
уменьшается зона горячеломкости в слитке.
Вторым характерным примером влияния изменения химиче-
ского состава на склонность к горячим трещинам можно рас-
смотреть на сплавах типа В95. Исследованиями доказано, что
применением марганца, железа, кремния и магния в этих спла-
вах можно оказывать значительное влияние на изменение пла-
стичности сплава в твердо-жидком состоянии, а следовательно, и
на изменение величины горячеломкости в слитках непрерывного
литья.
Низкое содержание кремния (0,2%) и высокое содержание
железа (0,3—0,4%) в сплаве В95 обеспечивают наименьшую чув-
ствительность его не только к образованию горячих, но и к обра-
зованию холодных трещин.
Таблица 25
ОПТИМАЛЬНЫЕ ПРЕДЕЛЫ СОДЕРЖАНИЯ ЖЕЛЕЗА И КРЕМНИЯ В НЕКОТОРЫХ
АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВАХ [47]
Сплав	Содержание, %		Сплав	Содержание, %	
	Fe	1 Si		Fe	|	Si
АМц	0,3—0,6	0,2—0,4	Д16	Минималь-	Минималь-
Д1	0,3-0,5	0,4—0,6		ное	ное
Д6	0,2—0,3	0,4—0,5	В95	0,3-0,4	То же
В табл. 25 приводятся рекомендуемые В. И. Добаткиным оп-
тимальные пределы содержания железа и кремния в некоторых
алюминиевых сплавах, обеспечивающие отсутствие трещин в
слитках.
При исследовании влияния состава на появление горячих
трещин А. А. Бочваром и его учениками было установлено, что
склонность сплавов к образованию горячих трещин зависит от
372
величины эффективного интервала кристаллизации, который
обусловливается составом сплава и скоростью кристаллизации.
С увеличением этого интервала горячеломкость сплава воз-
растает.
Сопротивляемость сплавов усадочным напряжениям умень-
шается с увеличением содержания второго компонента, входя-
щего в твердый раствор, лишь до начала появления второй фазы
и жидкой эвтектики. По мере увеличения количества эвтектики
сопротивляемость сплава усадочным напряжениям возрастает:
при наличии в составе сплава 15—25% эвтектики горячие трещи-
ны полностью «залечиваются» этой эвтектикой и брак отливок
по горячим трещинам в этом случае сводится до минимума.
Кроме того, образующиеся усадочные пустоты также заполняют-
ся эвтектикой, что благоприятно сказывается на уменьшении
внутренних напряжений в отливке.
Таким образом, регулируя содержание примесей и некоторых
легирующих компонентов в сплавах, можно в значительной сте-
пени повысить их пластичность (особенно в твердо-жидком со-
стоянии) и этим самым снизить до минимума их чувствитель-
ность к горячим трещинам. Например, сплав Д1 при содержании
в нем кремния выше 0,4% устойчив против возникновения тре-
щин. Интервал максимальной горячеломкости сплава Д1 нахо-
дится при содержании 0,1—0,3% Si. В сплавах Д1 и Д16 брак
слитков возрастает при содержании цинка выше 0,1% и т. д.
Механическая прочность сплава при высоких температурах
является очень важным фактором, влияющим на образование
горячих трещин в отливке. Чем ниже прочность сплава при вы-
соких температурах, особенно при температурах твердо-жидкого
состояния, тем больше возможность образования горячих трещин
в отливке и, наоборот, сплавы, обладающие повышенной прочно-
стью при прочих равных условиях, обладают меньшей склонно-
стью к образованию горячих трещин. Однако следует отметить,
что если сплав обладает недостаточной прочностью, но высокой
пластичностью в опасном интервале температур образования
трещин, то в этом случае горячие трещины в отливке не обра-
зуются.
Экспериментально доказано, что в интервале температур лик-
видус — солидус при испытании на прочность образцов сплава
алюминия с кремнием образуется хрупкий межкристаллитный
излом без удлинения образца [23]. На рис. 111 приведены ре-
зультаты этого исследования.
На рис. 112 приведена диаграмма состояния А1 — Si, на ко-
торой изображена кривая (Af) максимальных температур воз-
никновения заметной прочности сплавов в интервале ликвидус —
солидус (пунктиром помечен предполагаемый ход кривой) [23].
А. А. Рыжиков отмечает, что сплавы теряют свою прочность
при наличии примерно 40% жидкой фазы.
373
По данным А. А. Бочвара и 3. А. Свидерской [49], характер
кривой максимальных температур возникновения заметной проч-
ности и сопротивляемости сплавов усадочным напряжениям схе-
матически представлен на рис. 113.
Механическая прочность и пластичность литого металла обу-
словливается дисперсностью зерен структуры, образующейся в
процессе первичной кристаллизации сплава: чем мелкозернистее
структура при первичной кристаллизации сплава, тем прочнее и
пластичнее литой металл, а следовательно, тем меньшей склон-
ностью к трещинообразованию он обладает при температурах
перехода сплава из жидкого состояния в твердое.
вале ликвидус — солидус
Желаемая дисперсность зерен при первичной кристаллиза-
ции, как уже отмечалось, достигается путем модифицирования
расплава.
Например, присадка титана в количестве 0,02—0,05% в алю-
миний высокой чистоты приводит к измельчению структуры и
устранению трещин по границам кристаллов.
На основании изложенного выше можно сделать следующие
выводы.
1. Горячие трещины в отливках возникают в основном в эф-
фективном интервале кристаллизации сплава, когда пластиче-
ские деформации в металле не проявляются.
2. Склонность сплава к горячим трещинам обусловливается
следующими основными факторами:
а)	интервалом от линии солидуса до линии максимальных
температур (рис. 112), в котором возникает достаточно прочная
связь между первичными кристаллами. Чем меньше этот интер-
вал, тем менее склонен сплав к образованию горячих трещин
374
вследствие меньшей абсолютной усадки сплава в этом интерва-
ле. В связи с этим следует отметить следующее: примеси сплава,
расширяющие этот интервал, способствуют образованию горячих
трещин; добавки, уменьшающие
абсолютную усадку в указанном
интервале, уменьшают его склон-
ность к образованию горячих тре-
щин;
б)	механической прочностью
сплава в период усадки в интер-
вале затвердевания. Чем прочнее
сплав в этот период, тем меньше
вероятность образования трещин.
Условия, способствующие фор-
мированию мелкозернистой и рав-
ноосной структуры, будут способ-
ствовать уменьшению склонности
сплава к горячим трещинам. И,
наоборот, условия, способствую-
щие образованию крупных или
столбчатых кристаллов, будут
Содержание элемента,0/»
6
Рис. 113. Кривые максимальные
температур возникновения замет-
ной прочности и сопротивляемо-
сти сплавов усадочным напряже-
ниям (по А. А. Бочвару):
а — диаграмма состояния; б —
усадочные напряжения за период
кристаллизации; в — теоретиче-
ская кривая сопротивляемости уса-
Рис. 112. Диаграмма состояния спла-
вов системы Al — Si с кривой макси-
мальных температур, при которых
возникает заметная прочность сплава
дочным напряжениям q конце кри
сталлизации
способствовать увеличению склонности сплава к образованию
трещин;
в)	соотношением относительного удлинения и линейной усад-
ки. Чем больше относительное удлинение и меньше линейная
усадка, тем меньше склонность сплава к образованию горячих
трещин.
Влияние внешних факторов на образование горячих трещин.
Из внешних факторов на образование горячих трещин в отлив-
ках наиболее значительное влияние оказывают конструкция от-
ливки и питание ее в процессе затвердевания.
375
Влияние конструкции отливки. Известно, что от-
ливки с неоднородным сечением обладают большой склонностью
к трещинам, чем отливки с однородным сечением. Трещины от
затрудненной усадки, как правило, возникают в наиболее мас-
сивных частях отливки или в местах подвода металла.
Эти части отливки (наименее прочные) кристаллизуются, с
запаздыванием по сравнению с другими частями.*
Очень часто причиной образования горячих трещин служат
резкие переходы от тонкой части отливки к толстой.
Образование трещин в переходных сечениях обусловливается
тем, что они являются наиболее нагретыми частями и часто слу-
жат компенсаторами усадки остальных частей отливки, в резуль-
тате чего переходное сечение оказывается более слабым, обла-
дающим низкими прочностью и пластичностью по сравнению с
тонкими сечениями.
Обеспечение одновременного охлаждения тонких и толстых
частей отливки исключает возможность возникновения трещин в
переходных сечениях отливки.
На образование горячих трещин в отливке большое влияние
•оказывают острые углы, закругления очень малого радиуса
и т. д.
Влияние питания отливки. Недостаточное питание
отливки в процессе кристаллизации приводит к образованию уса-
дочных рыхлот, которые снижают прочность металла и способ-
ствуют образованию горячих трещин в отливке. Усиленное пита-
ние отливки в процессе кристаллизации обеспечивает поступле-
ние жидкого металла в опасные сечения отливки до тех пор, пока
тонкие сечения охладятся настолько, что опасность появления
трещин исчезает.
Питание отливки обеспечивается установкой прибылей в со-
четании с холодильниками.
Когда над толстым сечением отливки не установлены прибы-
ли или когда прибыль очень мала, в процессе кристаллизации
отливки в ней могут возникнуть напряжения, которые приведут
к образованию трещин в месте перехода от толстого сечения к
тонкому.
Для предотвращения трещин полезно устройство больших
прибылей над толстыми сечениями отливки. Особенно желатель-
но установить массивные прибыли на толстых стенках, когда по-
чему-либо нельзя поставить холодильники.
Следует иметь в виду, что чрезмерно большое количество
прибылей также может привести к образованию горячих трещин
в отливке, особенно когда высокие прибыли расставлены близко
одна от другой или расположены вблизи от крестовин опоки.
В этом случае полезно убрать излишние прибыли за счет увели-
чения объема оставшихся прибылей.
Хорошее питание отливки обеспечивается при последователь-
но направленной кристаллизации снизу вверх. При этом обеспе-
376
чивается наибольшая плотность и прочность литого металла, &
результате чего вероятность образования трещин снижается до
минимума.
Направленность кристаллизации не обязательна, когда отлив-
ка сравнительно небольших габаритов, без бобышек, приливов,
толстых фланцев, сложных пересечений и т. п., и стенки ее оди-
наковой толщины. В подобных отливках простой конфигурации
трещины, как правило, не образуются.
Влияние формы. Одна из основных причин, вызывающая
образование трещин,— ограничение усадки отливки литейной
формой.
Во время усадки отливка давит своими выступающими ча-
стями на стержень или форму. Одновременно (в противополож-
ную сторону) возникает обратное давление (реакция).
Величина реакции зависит от податливости формы и стерж-
ней. Чем легче деформируются стержень и форма под действием
давления отливки, тем ниже напряжения в отливке, а значит
меньше вероятность образования в ней трещин. Если в каждый
данный момент остаточная деформация формы равна величине
усадки в отливке, то форма называется автоподатливой и в от-
ливке не возникает напряжений из-за сопротивления формы; тре-
щин в отливке в этом случае не будет.
Литейная форма и стержни должны быть изготовлены с та-
ким расчетом, чтобы они не тормозили усадку, т. е. были доста-
точно податливыми. Податливость формы должна быть тем вы-
ше, чем тоньше стенки отливки и чем больше ее габариты.
На образование горячих трещин в отливке большое влияние
оказывает температура заливаемого металла. Высокая темпера-
тура заливки, особенно при литье толстостенных отливок, спо-
собствует огрублению металлической структуры и увеличению
перепада температур в отдельных частях отливки, что способст-
вует возникновению трещин в отливке. Поэтому температура
заливки должна быть по возможности ниже.
Трещины в отливке в критическом интервале температур мо-
гут быть вызваны наличием в ней усадочных, газовых пустот,
твердых неметаллических включений и т. п., так как они ослаб-
ляют сечение отливки и снижают ее прочность.
В фасонных отливках образуются преимущественно наруж-
ные горячие трещины.
Горячие трещины в слитках. Возникновение трещин при литье
слитков так же, как и при литье фасонных отливок, обусловли-
вается величиной усадки сплава, закономерностью изменения ее
от температуры и степенью торможения усадки в процессе ох-
лаждения слитка. При литье в изложницы трещины в слитках
возникают очень редко.
В случае литья слитков непрерывным методом возникновение
трещин происходит преимущественно под влиянием внутренних
сил, которые определяются термическими напряжениями.
377
Причины возникновения этих напряжений следующие:
а)	наличие температурного градиента в сечении и по высоте
слитка;
б)	неодновременность кристаллизации наружных и внутрен-
них слоев слитка;
в)	различная скорость охлаждения этих слоев.
Все это приводит к затрудненной усадке вначале периферий-
ных, а затем внутренних слоев слитка.
Рис. 114. Макроструктура горячих трещин
внутри слитка [24]
Рис. 115. Трещины в слитках дюралюминия,
отлитых полунепрерывным способом [35]
Горячие трещины в слитках могут быть внутренними и на-
ружными (поверхностными).
Внутренние горячие трещины (рис. 114, 115) возникают чаще
всего при литье цилиндрических слитков. В прямоугольных слит-
ках (плоских) горячие трещины образуются только на поверхно-
сти слитка и преимущественно на широких гранях слитка. При
непрерывном литье эти трещины устраняются понижением ско-
рости литья и равномерной подачей воды на слиток.
Внутренние горячие трещины в слитках большинства сплавов
могут быть устранены без отклонения от оптимальных режимов
литья, путем рациональной подготовки расплава и регулирова-
нием состава сплава по примесям. Горячие трещины не будут
возникать в отливке, если удлинение сплава в твердо-жидком
состоянии будет меньше 0,3% [47].
Холодные трещины и механизм их образования
Известно, что холодные трещины образуются в области упру-
гих деформаций, когда сплав полностью затвердел. Причина их
образования заключается в деформации отливки, которая воз-
378
никает вследствие неравномерного охлаждения в твердом состоя-
нии различных по толщине частей отливки. Известно, что тонкие
части отливки охлаждаются и сокращаются быстрее, чем тол-
стые. В результате в отливке образуются напряжения, вызываю-
щие образование трещин. Холодные трещины чаще всего имеют
Рис. 116. Трещины в плоских слитках, отлитых полуне-
прерывным способом [50] (по В. А. Ливанову)
место в отливках из хрупких сплавов при сравнительно низких
температурах.
А. А. Бочваром установлено, что подверженность сплава хо-
лодным трещинам определяется коэффициентом линейной усад-.
ки и абсолютным значением температуры солидуса, характери-
зующими суммарное термическое сжатие в твердом, состоянии, а
также определяется пластичностью сплава при низких темпера-
турах.
По данным В. И. Добаткина, холодные трещины не будут воз-
никать, если удлинение сплава после остывания отливки вы-
ше 1,5%.
Холодные трещины чаще всего возникают в плоских слитках
при литье их непрерывным методом (рис. 116). Значительно.
37^
реже холодные трещины наблюдаются в цилиндрических
слитках.
Если горячие трещины образуются внутри слитка в результа-
те термических напряжений, действующих в горизонтальной пло-
скости, и не выходят на его наружные поверхности, то холодные
трещины образуются в объемах у малых боковых граней и рас-
пространяются по всему сечению плоского слитка. Эти трещины
возникают также под действием термических напряжений, но
действующих в вертикальном направлении. Причиной образова-
ния холодных трещин в плоском слитке служит различная ско-
рость охлаждения объемов по высоте.
Устранение холодных трещин достигается применением до-
статочно высокой скорости литья и специальной защитой донной,
литниковой и боковых поверхностей слитка. Более подробно
этот вопрос разбирается в специальной литературе [50].
Методы, борьбы, с образованием трещин в отливках
Один из радикальных методов борьбы с образованием тре-
щин в отливках и слитках — метод устранения причин, вызыва-
ющих деформацию в процессе охлаждения.
Методы борьбы с трещинами в литом изделии должны раз-
рабатываться с учетом вызвавших их причин как по вине метал-
ла, так и по вине технологии получения отливки.
В производственных условиях состав сплава определяется
техническими условиями и он не может быть переменным. По-
этому влиять на образование трещин в отливках или слитках при
помощи изменения химического состава можно только в преде-
лах определенных норм,’обусловленных нижним и верхним пре-
делом компонента.
Трещины, вызванные конструкцией отливки и технологиче-
скими приемами, могут быть устранены нижеперечисленными
методами.
1.	Устранением причин, вызывающих трещины в отливке в
момент ее формирования и дальнейшего охлаждения. Для этого
необходимо следующее: избегать в конструкции литых деталей
резких переходов и необоснованных соотношений толщин стенок;
прибыли и литниковую систему следует устанавливать с таким
расчетом, чтобы они не вызывали термических напряжений; на-
значать оптимальные температурно-скоростные режимы литья и
охлаждения отливки в форме; обеспечить минимальное торможе-
ние усадки металла со стороны литейной формы. Форма и стер-
жень должны обладать одновременной достаточной прочностью
и хорошей податливостью (желательно автоподатливостью), для
этого необходимо избегать применения слишком прочной формо-
вочной смеси и очень плотной набивки формы. Плотность на-
бивки формы должна быть равномерной и достаточной для того,
380
чтобы под действием поступающего жидкого сплава не происхо-
дило размывания формовочной смеси.
2.	Устранением причин, способствующих образованию круп-
ных и столбчатых кристаллов, способствующих снижению проч-
ности металла или сплава в критическом состоянии отливки
(твердо-жидком состоянии). Это может быть достигнуто или
введением в сплав соответствующих добавок или путем воздей-
ствия на процесс кристаллизации внешних сил (вибрация, на-
ложение магнитного поля, давление и пр.).
3.	Устранением причин, способствующих образованию пусгот
и неметаллических включений в отливке. В данном случае необ-
ходимо обращать внимание на качество приготовления сплава и
его подготовку, на правильный выбор подвода металла в полость
формы и на питание отливки. Разливаемый по формам металл
должен быть достаточно чистым от неметаллических примесей
(газовых и твердых).
Подвод металла в полость формы должен исключать попада-
ние неметаллических включений в полость формы и местные пе-
регревы формы. Литниково-прибыльная система должна быть
выбрана из расчета наилучшего питания отливки в процессе ее
затвердевания. Желательно, чтобы она обеспечивала направлен-
ность затвердевания отливки снизу вверх.
4.	Обеспечением равномерного и одновременного охлаждения
всех частей отливки. Это может быть достигнуто соответствую-
щим подбором холодильников; снижением температуры заливки;
соответствующим подбором мест подвода металла; при литье в
металлические формы — нанесением на рабочую полость формы
покрытия соответствующей теплопроводности и т. д.
5.	Соблюдением соответствующей технологической дисципли-
ны на всех операциях производства фасонной отливки или
слитка.
ЛИТЕРАТУРА
1.	Горшков И. В. Литье слитков цветных метал-
лов и сплавов. Металлургиздат, 1952.
2.	А л ь т м а н М. Б. Неметаллические включения
в алюминиевых сплавах. Изд-во «Металлургия»,
1965.
3.	Милицин К. Н. и др. Плавка и литье цветных
металлов и сплавов. Металлургиздат, 1956.
4.	Плавка и литье цветных металлов и сплавов под
ред. А. Дж. Мерфи. Перев. с англ. Т. И. Орловой и
др. под ред. А. Г. Спасского. Металлургиздат,
1959.
5.	Альтман М. Б. и др. Плавка и литье сплавов
цветных металлов. Металлургиздат, 1963.
6.	Сокольская Л. И. Газы в легких металлах.
Металлургиздат, 1959.
7.	Ш а р о в М. В. и др. В сб. «Вопросы технологии
литейного производства» (Труды МАТИ, № 49).
Оборонгиз, 1961.
8.	М а л ь ц е в М. В. и др. Доклады АН СССР, 1954,
т. XCLX, с. 813.
9.	Г р е й в е р Н. С. Основы металлургии, т. I. Ме-
таллургиздат, 1961.
10.	Эскин В. И. и др. В сб. «Алюминиевые сплавы».
Оборонгиз, 1964, с. 139.
11.	Мальцев М. В. Модифицирование структуры
металлов и сплавов. Изд-во «Металлургия», 1964.
12.	Л и в а н о в В. А. В сб. «Труды первой технологи-
ческой конференции металлургических заводов
НКАП». Оборонгиз, 1945, с. 5—58.
13.	Андронов В. П. и др. Производство полуфаб-
рикатов из драгоценных металлов и сплавов.
Изд-во «Металлургия», 1965.
14.	Тел ис М. Я. Плавка цветных металлов и спла-
вов. Изд-во «Высшая школа», 1964.
15	Медовар Б. И. и др. Сталь рождается вновь.
Изд-во «Знание», 1963.
16.	Морозов Е. И. и др. В сб. «Титан в промыш-
ленности». Оборонгиз, 1961, с. 314—326.
17.	Г р у б е р Г. Плавка металлов электронным лучем.
ИЛ, 1963.
18.	Г о р ш к о в А. А. Новое в литейном производстве.
Изд-во «Знание», 1961.
382
19.	Корольков А. М. Литейные свойства металлов и сглавов. Изд-во
АН СССР, 1961.
20.	П ржи был И. Некоторые вопросы литейной теории. Машгиз, 1961.
21.	Ф а р б м а н С. А. и др. Индукционные печи. Изд-во «Металлургия», 1958.
22.	Ч у х р о в М. В. и др. В сб. «Исследование сплавов цветных металлов».
Изд-во АН СССР, 1963, № 4, с. 141—156.
23.	Рыжиков А. А. Теоретические основы литейного производства. Машгиз,
1961.
24.	Спасский А. Г. Основы литейного производства. Металлургиздат, 1950.
25.	Г р у з и н В. Г. Температурный режим литья стали. Металлургиздат, 1962.
26.	О р л о в А. А. Цветные металлы, 1945, № 6, с. 11.'
27.	Д у б и ц к и й Г. М. Литниковые системы. Машгиз, 1962.
28.	Гуляев Б. Б. Литейные процессы. Машгиз, 1960.
29.	Крымов В. В. и др. Фасонное литье из магниевых сплавов. Оборонгиз,
1952.
30.	Ф у н д а тко р В. И. Литниковые системы и заливка металлов. Машгиз, 1951.
31.	БочварА. А. Металловедение. Металлургиздат, 1956.
32.	В у л ь ф Б. К. и др. Авиационное металловедение. Оборонгиз, 1962.
33.	Данилов В. И. и др. В сб. «Проблемы металловедения и металлофизи-
ки». Металлургиздат, 1951, с. 3—18.
34.	X в о р и н о в Н. И. Кристаллизация’ и неоднородность стали. Машгиз, 1958.
35.	Д о б а т к и н В. И. Непрерывное литье и литейные свойства сплавов. Обо-
ронгиз, 1948.
36.	Фр и для н дер И. Н. В сб. «Затвердевание металлов» (Труды второго
совещания по теории литейных процессов) под ред. Б. Б. Гуляева. Машгиз,
1958, с. 275—298.
37.	Баландин Г. Ф. Формирование кристаллического строения отливок.
Машгиз, 1965.
38.	Баландин Г. Ф. и др. Литейное производство, 1960, № 7, с. 34—36.
39.	Г и р ш о в и ч Н. Г. Чугунное литье. Металлургиздат, 1949.
40.	Нехендзи Ю. А. Стальное литье. Металлургиздат, 1948.
41.	В е й н и к А. И. Расчет отливки. Машгиз, 19о5.
42.	Бочва р А. А, Известия АН СССР, ОТН, 1940, № 11—12, с. 7.
43.	Попов А. Д. Расчет прибылей для отливок. Машгиз, 1957.
44.	П р ж и б ы л И. Затвердевание и питание отливок. Машгиз, 1957.
45.	К о н с т а н т и н о в Л. С. Литейное производство, 1956, № 1.
46.	Л о к т и о н о в а Н. А. В сб. «Усадочные процессы в сплаве». Изд-во
АН СССР, 1960.
47.	Д о б а т к и н В. И. Слитки алюминиевых сплавов. Металлургиздат, 1960.
48.	Л и в а н о в В. А. и др. В сб. «Деформируемые алюминиевые сплавы». Обо-
ронгиз, 1961.
49.	Б о ч в а р А. А. и др. Известия АН СССР, ОТН, 1947, № 3.
50.	Л и в а н о в В. А. В сб. «Алюминиевые сплавы». Оборонгиз, 1955,
с. 128—168.
51.	Воронов С. М. Избранные труды по легким сплавам. Оборонгиз, 1957.
52.	Д у б и ц к и й Г. М. В сб. «Современные достижения литейного производст-
ва». Машгиз, 1960, с. 321—325.
53.	Вейник А. И. Тепловые основы литья. Оборонгиз, 1950.
54.	Котляров М. 3. Литниковые системы. Изд-во «Укргостехпром», 1942.
55.	Б ид ул я П. Н. Технология стальных отливок. Металлургиздат, 1961.
56	С п а с с к и й А. Г. Литье сплавов цветных металлов. Машгиз, 1937.
57.	Н о т к и н Е. М. В сб. «Фасонное литье алюминиевых сплавов», под ред.
М. Я. Телис. Машгиз, 1952, с. 99—141.
58.	К о в в и В. М. и др. Предупреждение пороков в отливках из цветных спла-
вов. Машгиз, 1953.
59.	Соболев К. А. Литейщик, 1934, № 10, с. 25.
60.	С а л л и И В. Физические основы формирования структуры сплавов. Ме-
таллургиздат, 1963.
61.	Эрвин К н и п п. Пороки отливок. Машгиз, 1961.
383
62.	Ш а р о в М. В. и др. В сб. «Взаимодействие литейной формы и отливки».
Изд-во АН СССР, 1962, с. 269—276.
63	П о п о в А. А. Фазовые превращения в металлических сплавах. Металлург-
издат, 1963.
64.	Шаров М. В. В сб. «Новое в литейном производстве» (Труды московских
совещаний). Машгиз, 1962, с. 220—224.
65.	Ч е р н о в Д. К. Наука о металлах. Металлургиздат, 1950.
66.	Юм-РозериВ. иРейнорР. В. Структура металлов и сплавов. Метал-
лургиздат, 1959.
67.	Колобнев И. Ф. и др. Справочник литейщика под ред. Н. Н. Рубцова.
Машгиз, 1957.
68.	Портной К. И. и др. Магниевые сплавы (справочник). Металлургиздат,
1952.
69.	П ф а н н В. Дж. Зонная плавка, перев. с англ. В. А. Алексеева. Металлург-
издат, 1960.
70.	Эскин Г. И. Ультразвук в металлургии. Металлургиздат, 1961.
71.	Р а б и н о в и ч Б. В. Введение в литейную гидравлику. Машгиз, 1966.
72.	А л ьт м а н М. Б. и др. В сб. «Литейные алюминиевые сплавы». Оборонгиз,
1961, с. 125—133.
73.	А б к о в и ц С. и др. Титан в промышленности. Оборонгиз, 1957.
74.	Белоусов Н. Н. и др. В сб. «Кристаллизация металлов». Машгиз, 1960.
75.	Б а й к о в А. Н. Центробежное литье алюминиевых сплавов и их литейные
свойства. Машгиз, 1950.
76.	Л е б е д е в А. А., А н и к и н а А. Д. В сб. трудов № 3. «Исследование спла-
вов цветных металлов». Изд-во АН СССР, 1962, с. 181—186.
77.	Байков А. А. Сб. трудов, т. III. Изд-во АН СССР, 1948.